預應力鋁合金筋嵌入式補強鋼筋混凝土梁裂縫分析與計算

邢國華，黃 嬌，羅小寶，常召群

(長安大學建筑工程學院，陜西 710061)

服役期內的鋼筋混凝土結構，在荷載或侵蝕環(huán)境作用下，會發(fā)生一定程度的損傷，結構的使用性能和安全性能逐步降低[1-2]。鑒于既有結構大規(guī)模拆除或重建的經(jīng)濟性及合理性有待商榷，對混凝土結構的進行加固補強以提高或恢復結構的使用性能，成為當前工程界關注的熱點問題。

近年來，國內外學者對嵌入式補強加固法開展了系統(tǒng)試驗研究和理論分析[3-5]，通過在在役或受損結構構件混凝土表面開槽后嵌入高性能筋/片材輔以環(huán)氧樹脂或水泥基材料粘結固定，以達到加固和補強的目的[6]。研究結果表明：嵌入式加固法能夠有效增強混凝土結構的強度和剛度，提高結構安全性和可靠性，保護加固材料免受外部環(huán)境侵蝕，且該方法操作簡便，現(xiàn)場工作量小[7]。在嵌入式加固法的研究及工程應用中，纖維增強聚合物材料(FRP)因具有高強重比、疲勞性能和耐腐蝕性好等優(yōu)點，作為加固材料應用較廣泛[7-8]。但是，研究發(fā)現(xiàn)FRP 材料無明顯屈服階段、強屈比小以及彈性模量較低，導致FRP 加固構件的延性差，常發(fā)生脆性破壞，且裂縫寬度大，結構的使用性能無法得到保證[9-11]。

鋁合金由于具有高強重比、延性和耐腐蝕好等系列優(yōu)點，在我國大型公共建筑工程中得到了迅速發(fā)展和應用[12-13]。我國頒布發(fā)行了《鋁合金結構設計規(guī)范》[14]、《鋁合金結構工程施工規(guī)程》[15]、鋁合金結構技術標準(征求意見稿)》等系列規(guī)范規(guī)程對鋁合金結構和構件的設計研究提供了指導。近年來，部分學者應用鋁合金對混凝土結構進行加固[16-20]，取得了較好的加固效果。但是，目前鋁合金加固混凝土結構的相關研究仍較少，有必要對鋁合金加固混凝土結構的受力性能進行系統(tǒng)研究分析。

裂縫是表征混凝土構件損傷狀態(tài)和安全性的重要指標，實際工程中通常允許混凝土結構處于帶裂縫工作狀態(tài)。對混凝土構件的受力狀態(tài)和開裂行為進行分析，有助于了解混凝土結構的裂縫開展機制以及實現(xiàn)對安全性能的預測和控制[21]。雖然部分學者對嵌入式加固混凝土梁的受力性能、粘結性能、失效模式等進行了較為系統(tǒng)的研究，但是鮮有研究成果關注到加固構件的裂縫特性。

本文采用7075 高強鋁合金作為嵌入式加固筋，對矩形鋼筋混凝土梁進行加固，選取鋁合金加固量、預應力以及預應力水平為試驗變量，完成7 根鋼筋混凝土梁的單調靜載試驗，系統(tǒng)研究高強鋁合金筋加固構件的裂縫形成、分布及其擴展。此外，本文將非接觸式測量技術—數(shù)字圖像相關法引入到試驗過程量測中，利用該方法對試驗梁的裂縫特征進行了定性和定量的分析。同時，采用我國《混凝土結構設計規(guī)范》(GB 50010-2010)[22]給出的裂縫間距和寬度計算方法對本文中的預應力/非預應力鋁合金筋嵌入式補強混凝土梁試件進行分析，并將理論計算值與試驗值進行對比，驗證規(guī)范建議方法在嵌入式非預應力/預應力筋補強混凝土梁裂縫分析中的適用性。

1 數(shù)字圖像相關法基本原理

數(shù)字圖像相關法(digital image correlation method,DIC)，又稱數(shù)字散斑相關法，是近年來發(fā)展起來的用于測量物體變形的非接觸式光學測量方法。該方法通過攝像機捕獲被測物體表面在變形前后的數(shù)字圖像，利用計算機識別被測物體表面散斑場在變形前后的灰度信息變化，從而獲得物體表面連續(xù)的位移場和應變場[23-24]。

如圖1 所示，含特定像素大小的攝像機將捕獲的被測物體在某一荷載水平下的數(shù)字圖像劃分為a ×b 個像素單元，每個像素單元都含有其特定的灰度(光強)信息。定義一個邊長為2 m+1 像素的方形區(qū)域為子區(qū)，子區(qū)中心點P在變形前的坐標為(x0,y0)，子區(qū)中任意一點Q坐標為(xi,yi)，在x和y方向與點P的距離分別為Δx和Δy。荷載作用下，被測物體發(fā)生移動，子區(qū)所在的位置相對于原點坐標將發(fā)生改變，點P和點Q的坐標分別改變?yōu)镻′(x′0,y′0)和Q′(x′i,y′i)，若物體本身發(fā)生變形、扭轉，則子區(qū)形狀也將發(fā)生改變。子區(qū)中點Q坐標的改變可以用一階形函數(shù)表示[25]：

圖1 數(shù)字圖像相關法測量原理示意圖[25]Fig. 1 Diagram of digital image correlation method

子區(qū)任一點的應變可由位移場得到，如下式所示[25]：

為了實現(xiàn)非接觸式、連續(xù)性測量，本文將DIC 技術應用到鋁合金筋嵌入式補強混凝土梁的單調靜載試驗研究中，利用數(shù)字相機拍攝梁試件在加載過程中的數(shù)字圖像，計算得到梁試件在各個加載階段的位移場和變形場，用以分析試件在荷載下的連續(xù)撓度變形；通過分析水平位移場的不連續(xù)性，確定裂縫的開裂位置以及開裂寬度。DIC 獲得的應變云圖將裂縫的開裂轉變?yōu)閼兗鞋F(xiàn)象，可以直觀反映構件中裂縫的形態(tài)及其分布[26]。

2 試驗概況

2.1 試驗梁設計

如表1 所示，共設計制作了7 根鋼筋混凝土梁試件，包括1 根對比梁，6 根7075 高強鋁合金筋嵌入式補強鋼筋混凝土梁(2 根非預應力鋁合金補強梁，4 根預應力鋁合金筋補強梁)，試驗梁的構造和配筋詳情如圖2。

表1 試驗梁基本參數(shù)Table 1 Parameters of the test beams

圖2 試驗梁配筋Fig. 2 Configuration details of the strengthened beams

混凝土強度等級為C40，實測立方體抗壓強度fcu為52.7 MPa。受拉鋼筋和受壓鋼筋均選用HRB400 級鋼筋，直徑分別為14 mm 和10 mm。試驗梁按“強剪弱彎”設計，保證試驗梁不發(fā)生斜截面破壞，純彎段箍筋為2 8@200(HRB335 級鋼筋)，彎剪段箍筋為2 8@100。選用直徑為16 mm的T-7075 系高強鋁合金筋作為嵌入式補強材料[20]。粘結劑選用廣州西卡建筑材料有限公司生產(chǎn)的Sikadur-30CN 雙組分環(huán)氧樹脂型結構膠[20]，其抗拉強度為40 MPa，彈性模量為3.2 GPa。對每種直徑的鋼筋均取3 根試樣在萬能試驗機上進行拉伸試驗，獲得鋼筋及加固筋的材料力學性能，如表2所示。

表2 筋材強度及彈性模量Table 2 Strength and modulus of elasticity of reinforcements

2.2 嵌入式加固及預應力張拉過程

試件澆筑前，通過放置方木形成加固筋預留凹槽，凹槽邊長25 mm ×25 mm，滿足美國ACI 440.2R-08 規(guī)范[27]中槽洞尺寸大于1.5 倍加固筋直徑的要求。對于施加預應力后需端部錨固的加固梁，在澆筑試件前在相應位置放入預埋件(預埋鋼板和預埋螺栓)。

圖3 為嵌入式鋁合金筋補強混凝土梁的加固操作流程示意圖：加固前，對梁體表面和預留凹槽進行清理，清除凹槽內的粉塵及顆粒物；清理完成后，用膠槍將結構膠注入凹槽使其充滿凹槽的一半，將鋁合金筋置于凹槽，然后將另一半結構膠注入凹槽，最后用灰鏟將梁表面抹平。對于預應力加固梁，先將底膠涂抹在加固槽底部，將加固筋及施加預應力的裝置就位。按計劃張拉高強鋁合金筋，當應力水平達到目標值后，擰緊端部錨具，卸掉裝置，擰緊上蓋板螺絲，最后注入另一半結構膠，靜置，待結構膠達到預期強度后進行混凝土加固梁加載[19-20]。

圖3 近表面嵌入式加固流程Fig. 3 Strengthening process of near-surface mounted method

2.3 試驗裝置及加載方案

加載方式采用兩點對稱加載，梁凈跨2800 mm，純彎段長度600 mm，彎剪段長度為1100 mm，荷載由100 t 液壓千斤頂加載，由分配梁直接作用在試驗梁上，如圖4 所示。加載方式采用位移控制加載，梁開裂前1 mm 為一級，開裂后2 mm 為一級。

圖4 測量系統(tǒng)Fig. 4 Measurement systems

試驗過程中，采用位移計和應變片分別對試件撓度和混凝土、鋼筋及加固筋應變進行實時測量，如圖4(a)；利用裂縫觀測儀觀測混凝土梁表面裂縫發(fā)展情況。在混凝土梁正側面繪制人工散斑[28]，采用DIC 測量裝置對梁表面變形進行測量；采用Antonia Antoniou 團隊開發(fā)的開源軟件Ncorr[29]用于數(shù)字圖像的分析處理，DIC 測量系統(tǒng)如圖4(b)所示。

3 試驗結果及分析

3.1 荷載-跨中撓度曲線

對比梁RCB 和加固梁試件的荷載-跨中撓度曲線如圖5 所示?？梢钥闯?，對比梁RCB 發(fā)生了延性較好的受彎破壞。相比于RCB，采用鋁合金筋嵌入式補強加固的混凝土梁均表現(xiàn)出較高的承載能力，且在最大荷載點和極限荷載點加固梁試件的跨中撓度均大幅度減小，表明該加固方法能夠有效地改善鋼筋混凝土梁構件的承載能力、限制其豎向變形。非預應力加固試件BA-E-1 和試件BA-E-2，由于試件底部膠槽或混凝土保護層發(fā)生剝離破壞，荷載突然大幅度下降。而具有端部錨固的預應力加固梁試件，由于機械錨固阻止了端部混凝土保護層的剝離，試件未發(fā)生脆性破壞，表現(xiàn)出較好的變形能力。

圖5 試驗梁試件荷載-位移曲線Fig. 5 Load-displacement curves of test beams

3.2 試驗現(xiàn)象

3.2.1 對比梁RCB

對比梁RCB 的破壞過程與適筋梁類似：試驗開始至荷載達到20.1 kN，試驗梁純彎段底部出現(xiàn)寬度約為0.02 mm 的微細裂縫；隨著位移增加，新裂縫陸續(xù)產(chǎn)生，已有裂縫寬度增加且不斷向上延伸；荷載加至66.9 kN，受拉鋼筋屈服，純彎段裂縫基本出齊，主裂縫平均間距為200 mm，最大裂縫寬度為0.8 mm，彎剪段出現(xiàn)受彎裂縫；荷載加載至71.8 kN，裂縫基本不再延伸發(fā)育，純彎段與彎剪段最大裂縫寬度分別為1.9 mm 和0.24 mm，裂縫間距變小，約為100 mm；最大裂縫寬度達到3.0 mm 后，純彎段裂縫進入不穩(wěn)定發(fā)展階段，寬度急劇增加；當試件達到其極限承載力，受壓區(qū)混凝土被壓潰，如圖6 所示。

圖6 試件RCB 破壞模式Fig. 6 Failure mode of specimen RCB

3.2.2 非預應力鋁合金筋嵌入式補強梁

單根鋁合金筋補強梁試件BA-E-1：開裂荷載為27.2 kN，裂縫寬度為0.02 mm；隨著位移的增加，新裂縫陸續(xù)出現(xiàn)，已有裂縫不斷發(fā)展；荷載加載至55.2 kN，梁底部混凝土出現(xiàn)多條垂直于膠槽的裂縫；繼續(xù)加載至77.1 kN，受拉鋼筋屈服。位移繼續(xù)增加，梁一端支座底部開始出現(xiàn)順槽裂縫且不斷向兩邊延伸直至貫穿整個膠槽，局部混凝土保護層剝離掉落，最后試驗梁因跨中底部膠槽剝離而宣告破壞，如圖7 所示。

圖7 試件BA-E-1 破壞模式Fig. 7 Failure mode of specimen BA-E-1

對于2 根非預應力鋁合金筋補強梁試件BA-E-2：荷載加載至29.8 kN，梁底混凝土開裂；荷載為71.7 kN 時，純彎段裂縫基本出齊，主裂縫平均間距約為150 mm；隨著位移繼續(xù)增加，梁彎剪段底部膠槽出現(xiàn)多條貫通裂縫；最終，梁體彎剪段一端膠槽及其周圍保護層混凝土整體剝離，導致荷載突然大幅下降，混凝土梁因發(fā)生端部剝離而宣告破壞，如圖8 所示。

圖8 試件BA-E-2 破壞模式Fig. 8 Failure mode of specimen BA-E-2

3.2.3 預應力鋁合金筋嵌入式補強梁

施加有預應力的鋁合金筋嵌入式補強梁，其破壞模式均與RCB 相同，表現(xiàn)為受壓區(qū)混凝土被壓碎。

試件BA-E-1-40：荷載增加至40.9 kN 時，梁底混凝土開裂；荷載達到97.2 kN 時，純彎段和彎剪段裂縫已基本出齊，主裂縫平均間距約為100 mm，最大裂縫寬度為0.28 mm；荷載加至109.2 kN，裂縫基本發(fā)育完全，主裂縫寬度達到0.6 mm；之后試驗梁因受拉鋼筋屈服，受壓區(qū)混凝土被壓碎而宣告破壞，整個破壞過程中梁底膠槽均未發(fā)生剝離破壞。

試件BA-E-1-80：荷載為37.4 kN 時，梁純彎段底部開裂；荷載加至74.9 kN，純彎段和彎剪段裂縫已基本出齊，主裂縫平均間距約為100 mm，純彎段最大裂縫寬度為0.22 mm；荷載為91.4 kN，梁正面裂縫已基本發(fā)育完全，不再向上延伸，此時純彎段最大裂縫寬度為0.4 mm；當試件達到其極限承載力，受壓區(qū)混凝土被壓潰。

試件BA-E-2-40：開裂荷載為42.3 kN；荷載加至125.5 kN，裂縫已基本出齊，主裂縫平均間距約為100 mm，純彎段最大裂縫寬度為0.26 mm；荷載為150.3 kN，已有裂縫基本發(fā)育完全，不再向上延伸，此時最大裂縫寬度為0.4 mm，試驗梁最終因壓區(qū)混凝土被壓碎而宣告破壞。

試件BA-E-2-80：開裂荷載為66.8 kN；荷載為134.7 kN，受拉鋼筋屈服，梁體剛度下降；荷載為152.5 kN 時，純彎段裂縫基本發(fā)育完全，不再向上延伸，最大裂縫寬度為0.36 mm；試驗梁最終發(fā)生受彎破壞。

3.3 裂縫分布情況

圖9 為試驗梁破壞時梁后側面裂縫分布情況，圖10 為基于DIC 方法得到的試驗梁極限狀態(tài)下水平應變云圖。對比分析發(fā)現(xiàn)，DIC 應變云圖中，梁試件正面應變集中現(xiàn)象直觀地呈現(xiàn)出裂縫形態(tài)、分布及發(fā)展情況，且梁兩側面的裂縫分布情況大致相同，表明DIC 技術用于混凝土結構表面裂縫分析的準確性與適用性。

圖9 試驗梁破壞時裂縫分布情況Fig. 9 Crack distribution of test beams at failure

圖10 試驗梁極限狀態(tài)下DIC 應變云圖Fig. 10 Strain contours of test beams obtained from DIC system at ultimate state

與RCB 相比，鋁合金筋嵌入式補強梁試件純彎段受彎裂縫數(shù)量增多，裂縫間距變小，裂縫發(fā)展高度得到較好抑制；加固梁彎剪段多為剪切斜裂縫，向加載點延伸發(fā)展；預應力的施加使剪切裂縫充分發(fā)展，達到2/3 梁高，端部錨固處均出現(xiàn)明顯的斜裂縫；非預應力加固梁由于過早發(fā)生剝離破壞，壓區(qū)混凝土未被壓碎。

4 鋁合金加固梁裂縫寬度分析

為了進一步分析嵌入式鋁合金補強加固方法對混凝土梁中裂縫發(fā)育及其擴展規(guī)律的影響，本文結合DIC 方法對加固梁的裂縫進行了定量計算和分析。

4.1 DIC 測量裂縫寬度

研究表明[26,28]：DIC 方法可以準確定位混凝土構件中裂縫位置、計算裂縫寬度。本次試驗中，基于DIC 技術獲得試驗梁在各加載水平下水平位移曲線如圖11 所示，曲線呈“階梯狀”向上增長變化趨勢，位移幅值在多處出現(xiàn)明顯跳躍和突變，即表明裂縫開口的存在，裂縫寬度可由位移的突變幅值確定；隨著荷載的增大，裂縫變寬，曲線的變化趨勢愈加明顯。

圖11 試件BA-E-1 水平位移曲線Fig. 11 Horizontal displacement curves of specimen BA-E-1

圖12 將基于DIC 方法計算得到的梁側面縱筋形心處最大裂縫寬度值與裂縫觀測儀測得的試驗值進行對比。由于兩種方法測量的是混凝土梁不同側面的裂縫，加之試驗加載過程中分配梁的放置或存在少許偏差，故二者測量結果存在些許差異?？偟膩碚f，DIC 測量值與裂縫觀測儀測量值吻合較好，驗證了DIC 方法用于裂縫寬度計算的可行性和精確性。

圖12 試件最大裂縫寬度對比Fig. 12 Comparison of maximum crack width

4.2 荷載-最大裂縫寬度

試驗梁荷載-最大裂縫寬度曲線如圖13 所示，在加載前期，試件的最大裂縫寬度隨著荷載的增加而增長緩慢，鋼筋屈服后，梁試件剛度下降，荷載增長緩慢，撓度快速增加，裂縫迅速擴展。與對比梁RCB 相比，加固梁具有更高的承載能力，施加預應力以及增加加固筋的數(shù)量能顯著提升試驗梁受力性能。

圖13 不同加載階段試件最大裂縫寬度Fig. 13 Maximum crack widths under various load levels

表3 給出各加固梁的特征裂縫寬度以及對應荷載值，由表3 中數(shù)據(jù)可見，采用嵌入式鋁合金補強加固能夠明顯增加試驗梁開裂荷載，延緩混凝土開裂；與未加固梁RCB 相比，加固梁的裂縫寬度得到了有效的控制，鋁合金筋極大程度地限制了裂縫的擴展；鋁合金筋用量、預應力的施加以及預應力水平均對混凝土的開裂、裂縫的發(fā)育和擴展均具有重要的影響。

表3 特征裂縫寬度處荷載大小 /kNTable 3 Characteristic crack width and corresponding loads

5 預應力鋁合金筋嵌入式補強鋼筋混凝土梁最大裂縫寬度理論計算

5.1 平均裂縫間距計算

研究表明[30]：裂縫間距與混凝土保護層厚度cs、有效配筋率 ρte、鋼筋直徑d及其表面形狀密切相關。我國《混凝土結構設計規(guī)范》(GB 50010-2010)[22]給出了鋼筋混凝土受彎構件的平均裂縫間距計算方法，如式(6)：

式中： ρte為按有效受拉混凝土截面面積計算的縱向 受 拉筋配 筋 率， ρte=(As+αEAA)/Ate，其中As和AA分別為受拉區(qū)縱向鋼筋和加固鋁合金筋的截面面積， αE為鋁合金筋與鋼筋彈性模量的比值，Ate為有效受拉混凝土截面面積，按Ate=0.5bh計算，當 ρte<0.01 時，取為0.01；dep為受拉區(qū)縱向鋼筋的等效直徑，按下式計算：

式中：ni為第i根鋼筋的數(shù)量；di為第i根鋼筋的公稱直徑；vi為第i根鋼筋的相對粘結特性系數(shù)。

我國規(guī)范(GB 50010-2010)[22]考慮了混凝土構件配置鋼種、鋼筋表面形狀以及預應力鋼筋施工工藝的不同，給出了不同情況下鋼筋的相對粘結特性系數(shù)，本文對近表面非預應力和預應力鋁合金筋的相對粘結特性系數(shù)vi取值分別為1.0 和0.8。本試驗研究中，嵌入式非預應力/預應力鋁合金筋補強梁的平均裂縫間距計算結果如表4 所示，其中試驗值是根據(jù)DIC 技術測得的水平位移曲線和應變云圖計算分析得到的試件表面主裂縫的平均間距。

通過對比表4 中各混凝土梁的試驗值發(fā)現(xiàn)：加固筋量、預應力的施加及其預應力水平均對裂縫間距有一定的影響，增加加固筋數(shù)量、對鋁合金施加預應力或增大預應力水平，均能減小裂縫間距，這與已有試驗研究得出結論相同[31-32]。對比加固梁平均裂縫間距的試驗值與理論計算值，對于非預應力鋁合金筋嵌入式補強混凝土梁，利用規(guī)范計算的平均裂縫間距理論值偏小；對于預應力鋁合金筋加固梁，規(guī)范稍微高估了其平均裂縫間距，不能考慮預應力大小對于裂縫寬度的影響?？偟膩碚f，規(guī)范用于計算近表面嵌入式補強梁的平均裂縫間距的理論值與試驗值吻合較好，理論值與試驗值比值的均值為1.008，標準差為0.075，變異系數(shù)為0.074。

表4 試驗梁裂縫間距理論計算值與試驗值對比Table 4 Comparison of crack spacing between theoretical and experimental values of the strengthened beams

5.2 最大裂縫寬度計算方法

《混凝土結構設計規(guī)范》(GB 50010-2010)[22]給出了鋼筋混凝土構件的最大裂縫寬度的計算方法，對于矩形截面的混凝土構件，其最大裂縫可按下式進行計算：式中：αcr為構件受力特征系數(shù)，本文對非預應力鋁合金筋補強混凝土梁試件取為1.9，對于預應力鋁合金筋補強梁構件取為1.5；Es為鋼筋的彈性模量；ψ 為裂縫間縱向受拉鋼筋應變不均勻系數(shù)，按式(9)計算：

式中，ftk為混凝土抗拉強度標準值，C40 混凝土取ftk=2.39 MPa。

可以看出，計算最大裂縫寬度時，混凝土構件受拉區(qū)縱向鋼筋的等效應力 σs的計算是關鍵，可按下列公式計算：

本文中，對于非預應力鋁合金筋嵌入式補強梁，受拉區(qū)縱向鋼筋的等效應力按下式計算：

對于預應力筋嵌入式補強梁：

式中，Mq和Mk分別為按荷載準永久組合和標準組合計算的彎矩值。本文未考慮可變荷載，彎矩值均按M=0.5Pa計算，a為梁端支座到加載點的距離。其他參數(shù)定義同文獻[22]，本文不再贅述。

鋁合金在預應力張拉、放張過程中存在預應力損失，參考文獻[33]，對嵌入式加固系統(tǒng)中鋁合金筋的預應力損失取為25%。

按式(6)～式(14)對本文的嵌入式鋁合金筋補強梁的最大裂縫寬度進行計算，對相同荷載水平下(相同裂縫寬度下)試件的裂縫寬度(荷載)進行試算，如表5 所示。

表5 加固梁最大裂縫寬度理論計算Table 5 Theoretical calculation of maximum crack widths

如表5 所示，相同荷載水平下，增加加固筋數(shù)量、施加預應力或增大預應力水平均能顯著控制裂縫的擴展，減少鋼筋混凝土梁試件的裂縫寬度。同樣地，若使試件具有相同的裂縫寬度，采用上述方法后則需施加更大的外部荷載。這一結論與表3 中試驗結果吻合一致，表明本文采用的規(guī)范建議裂縫寬度理論計算方法能夠考慮加固筋用量、預應力及其應力水平對最大裂縫寬度的影響，適用于嵌入式非預應力/預應力筋補強混凝土梁構件的裂縫計算與分析。

將相同荷載下加固試件的最大裂縫寬度理論計算值與試驗值進行對比，以驗證理論計算方法的準確性，結果如表6 所示。

表6 中，未加固試件RCB 的理論計算值與試驗測量值吻合良好，理論值較實測值稍大，預測結果偏于安全，驗證了規(guī)范給出的鋼筋混凝土梁試件最大裂縫寬度計算方法的有效性。對于兩根非預應力鋁合金筋補強梁試件，理論計算值與試驗測量值吻合良好，理論計算值較試驗值稍大，結構/試件偏于安全，表明規(guī)范能較好的計算和預測該類加固梁的裂縫寬度和安全狀態(tài)。對于嵌入式預應力筋加固梁，大體上，理論計算值較試驗值偏小。這可能是因為本文未具體測量和分析預應力筋的預應力損失而是統(tǒng)一取為25%，低估了預應力的損失，從而高估了預應力對裂縫的控制作用?？偟膩碚f，采用規(guī)范給出的計算方法得到的鋁合金筋嵌入式補強鋼筋混凝土梁的最大裂縫寬度理論計算值與試驗值均吻合較好，該方法能夠考慮加固筋用量、預應力及其應力水平對最大裂縫寬度的影響，具有一定的適用性。

表6 加固梁最大裂縫寬度計算值與試驗值對比Table 6 Comparison of maximum crack width between theoretical and experimental values of the strengthened beams

6 結論

本文采用鋁合金筋通過近表面嵌入式方法對鋼筋混凝土梁進行補強加固，借助非接觸式數(shù)字圖像相關法，結合試驗和理論方法對加固構件的破壞模式和裂縫特性進行分析，主要結論如下：

(1) 非預應力鋁合金筋嵌入式補強鋼筋混凝土梁發(fā)生混凝土保護層剝離破壞或中部彎曲裂縫誘發(fā)的剝離破壞，預應力補強混凝土梁均發(fā)生受彎破壞。對鋁合金筋施加預應力可以有效避免試驗梁過早發(fā)生剝離破壞，提高加固材料強度利用率。

(2) 采用鋁合金筋作為加固材料對混凝土梁進行補強，可以提高鋼筋混凝土梁承載力、抑制混凝土梁裂縫發(fā)育。施加預應力、增大加固量或預應力水平，均能有效提高試驗梁的開裂荷載，延緩混凝土開裂，減小裂縫間距和寬度，抑制裂縫擴展。

(3) 非接觸式數(shù)字圖像相關法既可以用于定性分析裂縫形態(tài)及其分布、研究裂縫發(fā)育和演化規(guī)律，又可以用于定量定位裂縫坐標、準確測量裂縫寬度和間距，適用于混凝土結構的裂縫分析和計算。

(4) 我國規(guī)范給出的正常使用狀態(tài)下最大裂縫寬度計算方法能夠較好的考慮預應力、加固筋數(shù)量以及預應力水平對最大裂縫寬度的影響，適用于鋁合金筋嵌入式補強鋼筋混凝土梁的裂縫計算和分析。但由于目前對嵌入式預應力筋補強梁的裂縫特性關注較少，缺乏裂縫實驗數(shù)據(jù)，該類構件的理論計算方法仍需進一步研究以及需要更多的試驗結果以驗證。