高强不锈钢绞线网渗透性聚合砂浆.docx

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高强不锈钢绞线网渗透性聚合砂浆

高强不锈钢绞线网-渗透性聚合砂浆

抗弯加固的试验研究

聂建国王寒冰张天申蔡奇秦凯

（清华大学结构工程与振动教育部重点实验室，北京100084）

摘要：

高强不锈钢绞线网-渗透性聚合砂浆加固法是一种新型加固工艺，它具有耐火、耐腐蚀、耐老化的优点。

本文对6根用该工艺加固的钢筋混凝土梁和1根对比梁进行了受弯性能试验研究。

试验结果表明，该加固措施有效地提高了梁的受弯承载力和刚度，较好地约束了裂缝的发展，具有良好的加固效果。

在试验研究的基础上，本文给出了利用这种方法进行加固的受弯承载力及刚度的设计计算公式，编制了计算机程序进行了理论分析，并给出了最大弯曲裂缝宽度的计算方法。

理论计算结果与试验结果吻合较好，可以满足实际工程设计的需要。

关键词：

RC梁抗弯加固高强不锈钢绞线网渗透性聚合砂浆试验研究

中图分类号：

TU375.102文献标识码：

A

ExperimentalstudyonflexuralbehaviorofRCbeamsstrengthenedwithstainlesssteelwiremeshandpermeabilitypolymermortar

NIEJianguo，WANGHanbing，ZHANGTianshen，CAIQi，QINKai

（KeyLaboratoryofStructuralEngineeringandVibrationoftheMinistryofEducation,TsinphuaUniversity,Beijing100084，China）

Abstract:

RehabilitationofRCmemberswithstainlesssteelwiremeshandpermeabilitypolymermortarisanewmethodofstructuralstrengtheningwiththeadvantagesofresistancetofire,corrosionandageing.Experimentswereconductedtoinvestigatetheflexuralbehaviorof6strengthenedRCbeamsand1comparativeRCbeamunderdifferenttypesofloadings.Theexperimentalresultsshowedthattheflexuralload-carryingcapacityandstiffnesswereincreasedeffectivelyandthepropagationofcrackswasreducedobviouslybytherehabilitation.Basedonthetestresults,thedesignformulaeofflexuralload-carryingcapacity,stiffnessandmaximumcrackwidthareproposed,andacomputeranalysisprogramisdeveloped.Thecalculatedresultsareingoodagreementwiththeexperimentalones.ThecalculationmethodproposedinthispapercanbeappliedtotheretrofitdesignsofRCstructures.

Keywords:

flexuralstrengtheningofRCbeams;stainlesssteelwiremesh;permeabilitypolymermortar；experimentalstudy

1引言

钢筋混凝土结构加固方法很多，常用的有加大截面法、粘贴纤维布加固法，粘贴钢板法等[1～3]。

在现有的加固方法中，粘贴纤维布及粘贴钢板加固都要使用环氧结构胶，而环氧胶属于有机材料，耐高温性能及耐火性能相对较差，耐久性能也有待改善。

近年来，韩国爱力坚公司研发了一种新型加固材料即高强不锈钢绞线网-渗透性聚合砂浆。

渗透性聚合砂浆为无机材料，耐久，耐火，高强不锈钢绞线的强度高，耐锈蚀[4,5]。

目前国内外尚未见到有关这种材料用于受弯构件加固的试验研究报道。

为了给用这种新型加固材料加固受弯构件的设计计算提供科学依据，推广这种新型加固材料在混凝土结构加固领域中的应用，本文对高强不锈钢绞线网-渗透性聚合砂浆加固钢筋混凝土梁的受弯承载力、刚度和裂缝进行研究。

2试验概况

2.1试件设计

设计钢筋混凝土梁试件7根[6,7]，其中RCBF-1为未加固的对比试件，RCBF-2～RCBF-7为经过加固的试件。

RCBF-1～RCBF-5的配筋相同，受拉钢筋均为4Φ12，RCBF-6、RCBF-7受拉钢筋为5Φ12。

顶部架立筋均为2φ6，箍筋为Φ6-60，混凝土设计强度等级为C30。

梁截面尺寸均为200mm×300mm，长3200mm，净跨3000mm或3100mm，如图1所示。

RCBF-2～RCBF-5为无端部锚固措施的加固梁，如图2所示。

RCBF-6、RCBF-7为有端部锚固措施的加固梁，加固时在梁端部利用钢绞线-渗透性聚合砂浆进行了环包，以增强加固层钢绞线的锚固，其加固范围及锚固方式如图3所示。

试件加固施工的程序是：

首先打磨混凝土梁被加固区的表面浮浆以便使加固面保持粗糙，然后铺设高强不锈钢绞线网并通过预紧器对其进行预紧，通过配套销钉定位，再喷涂界面剂并手工涂抹渗透性聚合砂浆（实际加固工程中，在钢绞线安装定位完毕后，胶结材料及渗透性聚合砂浆可以采用空气压缩机喷射到梁体上，并且粘结效果比手工加固的更好）。

图1加固前后梁截面尺寸及加载点示意图

Fig.1Maindimensionsofspecimen

图2无端部锚固措施的加固梁示意图

Fig.2StrengthenedRCbeamswithoutendanchorage

图3有端部锚固措施的加固梁示意图

Fig.3StrengthenedRCbeamswithendanchorages

加固采用的φ3.2高强不锈钢绞线网，弹性模量为1.16×lO5MPa，标准抗拉强度为1280MPa[8],RCBF-1～RCBF-5加固所用的钢绞线截面面积为35.6mm2,RCBF-6及RCBF-7加固所用的钢绞线截面面积为30.5mm2时，加固层厚20mm，纵向受拉钢绞线距梁底4.8mm。

钢绞线网片如图4所示。

试件参数如表1所示。

图4钢绞线网片示意图

Fig.4Stainlesssteelwiremesh

表1试件参数

Table1Parametersofthetestspecimens

试件编号

梁底受拉钢筋

加固钢绞线

净跨Lo/mm

fcm/N·mm-2

试件类型

RCBF-1

4Φ12

-

3000

35.2

对比梁

RCBF-2

4Φ12

7φ3.2

3000

34.6

Ⅰ类梁

RCBF-3

4Φ12

7φ3.2

3100

37.2

Ⅰ类梁

RCBF-4

4Φ12

7φ3.2

3100

36.4

Ⅱ类梁

RCBF-5

4Φ12

7φ3.2

3100

35.4

Ⅱ类梁

RCBF-6

5Φ12

6φ3.2

3000

36.6

Ⅲ类梁

RCBF-7

5Φ12

6φ3.2

3000

36.4

Ⅲ类梁

2．2加载方式

加载点取梁的三分点，剪跨为1000mm，如图1所示。

试验时为了对不同工况下钢筋混凝土梁的加固效果进行对比研究，采用了不同的加载方式。

RCBF-1为未加固的对比试件，试验时逐级加载直至试件最后发生破坏。

RCBF-2、RCBF-3为经过加固的一次受力试件（文中简称I类加固梁），试验前先对钢筋混凝土梁进行加固，在构件养护完成后进行试验，试验加载方式与RCBF-1相同，即逐级加载至试件破坏。

RCBF-4、RCBF-5为卸载后加固的二次受力试件（文中简称Ⅱ类加固梁），试验时首先对钢筋混凝土梁进行预加载，当加载至梁的最大挠度达到跨度的1/300时卸载，卸载前梁的最大裂缝宽度已超过0.2mm。

卸载后对梁进行加固，待加固构件养护完成后重新进行试验，逐级加载直至试件最后破坏。

RCBF-6、RCBF-7为不卸载加固的二次受力试件（文中简称Ⅲ类加固梁），在加固前首先对钢筋混凝土梁进行加载，控制裂缝宽度在0.2～0.3mm之间，然后保持荷载不变，用高强不锈钢绞线网-渗透性聚合砂浆进行加固，待加固构件养护完成后继续加载直至试件最后破坏。

3试验结果及分析

实测特征荷载如表2所示。

其中Mcr、My分别表示混凝土梁开始开裂、受拉纵筋开始屈服时的跨中弯矩实测值，Mu表示跨中极限弯矩实测值，αy、αu分别表示各梁的屈服承载力、极限承载力与RCBF-1对应承载力的比值，M0.2、M0.3分别表示最大裂缝宽度wmax=0.2mm、wmax=0.3mm时对应的跨中弯矩值，MLo/200表示跨中挠度为Lo/200时的跨中弯矩值。

Δy、Δu分别表示对应钢筋屈服和极限弯矩时的跨中挠度。

对比梁RCBF-1的破坏形态与适筋梁的破坏形态相同，纯弯段受压区虽然没有出现混凝土压溃现象，但根据试验采集的混凝土压应变数据（压应变已超过0.00297），混凝土已十分接近极限压应变。

表2主要试验结果

Table2Maintestresults

试件编号

Mcr/kN·m

My/kN·m

αy

Mu/kN·m

αu

M0.2/kN·m

M0.3/kN·m

MLo/200/kN·m

Δy/mm

Δu/mm

Δu/Δy

RCBF-1

9.8

42.5

1．00

49.5

1．00

30.0

40.5

44.6

10.8

65.5

6.06

RCBF-2

10.8

49.1

1．16

62.4

1．26

32.5

44.0

51．4

10.0

57.9

5.79

RCBF-3

11.9

45.9

1．08

58.9

1．19

35.0

46.0

49.9

9.8

65.4

6.67

RCBF-4

-

47.0

1．11

62.6

1．27

35.0

46.0

49.7

9.2

70.1

7.62

RCBF-5

-

48.8

1.15

60.2

1．22

30.0

45.0

50.0

11．7

70.1

5.99

I类加固梁的平均裂缝间距约130mm，较对比梁小，加固层的平均裂缝间距约60mm，梁侧竖向裂缝的下部呈根系状，根系外廓与竖向所成角度略大于45°,说明渗透性聚合砂浆与梁体的粘结性能良好。

RCBF-2的水平裂缝出现较晚，在加载后期才开始产生，并伴随有声响，直至总荷载达到124.9kN（单侧荷载P=62.5kN）时，随着声响，一根加固钢绞线在跨中部位被拉断，随后其余钢绞线陆续被拉断，梁破坏，典型的破坏形态如图5所示。

加固层与梁体之间的破坏表现为两种形态并存：

第一种是在加固层与梁体交界面处脱离，加固层脱落；第二种是加固层在剥离时咬下梁底边缘大片混凝土，梁体钢筋保护层随着加固层一起剥落，受拉钢筋露出。

第二种破坏形态的出现说明了渗透性聚合砂浆与原混凝土之间粘结良好。

RCBF-3的水平裂缝出现较早，破坏时加固层从梁端剥落，钢绞线没有拉断，主要原因在于该梁是第一根加固的梁，施工质量有欠缺。

Ⅱ类加固梁破坏时的裂缝位置基本上与预加载时的相同，另外在纯弯段又有1～2条新增裂缝。

裂缝底部也呈根系状。

在RCBF-4加载后期，跨中截面钢绞线被拉断，加固层在跨中剥落，梁端部加固层与梁体之间的粘结良好。

RCBF-5加载后期压区混凝土被压碎，梁底加固层从梁端剥落，粘结锚固失效，钢绞线完好。

图5典型的加固梁破坏形态

Fig.5Typicalfailuremodeofstrengthenedbeam

RCBF-1～RCBF-5跨中荷载-挠度曲线及跨中截面荷载压区混凝土应变曲线分别如图6、7所示。

各试件对应钢筋屈服及极限荷载时的挠度见表2及表3，结果表明加固梁具有很好的延性。

由图6可知，抗弯加固后钢筋混凝土梁的荷载-挠度曲线和普通钢筋混凝土梁的试验曲线相似，但不同类型加固梁的试验曲线都表现出各自的特点。

表3RCBF-6及RCBF-7极限荷载及破坏情况

Table3TestresultsofRCBF-6/7

试件编号助

Mcu/kM·m

Mtu/kN·m

Mtu/Mcu

Δy/mm

Δu/mm

Δu/Δy

RCBF-6

54.2

64.3

1.19

11．9

56.6

4.76

RCBF-7

54.2

67.2

1.24

12.0

59.2

4.93

注：

Mcu为加固前梁的理论极限弯矩值，Mtu为加固后梁的实测极限弯矩值。

计算加固前梁的理论极限弯矩时，钢筋和混凝土强度均取实侧值。

对I类加固梁，加固后试件相当于一个截面增大后的钢筋混凝土梁，由于在加固前试件没有进行加载，因此其试验曲线的发展趋势和普通钢筋混凝土梁一致。

因截面增大，I类加固梁的截面刚度大于对比梁，其荷载-挠度曲线可分为三个阶段：

开裂前、带裂缝工作阶段、钢筋屈服后。

加固层开裂前，跨中挠度与荷载呈线性关系，且直线斜率比对比梁的大。

随着荷载增加，加固层首先开裂，拉区混凝土随后开裂，截面开裂后，刚度降低，挠度比开裂前有较快增长，荷载-挠度曲线产生转折。

但由于钢绞线的存在，在同一荷载下，钢筋的应变比对比梁的小，因此挠度随荷载的增大速度比对比梁的小。

随着荷载继续增大，钢筋开始屈服，此时压区混凝土并没有压坏，荷载-挠度曲线出现第二次转折，钢绞线应力随变形的增大继续增大，由于钢绞线应力的继续增大，在钢筋屈服后，荷载-挠度曲线仍有很大的斜率。

这表明试验梁仍处于稳定状态，可以继续承受荷载，最后钢绞线拉断，试件破坏。

对Ⅱ类加固梁，由于在加固前试件已经受荷至钢筋接近屈服，所以在受荷第一阶段，在受拉区仅剩加固层没有开裂，拉区混凝土实际上是带裂缝工作，加固后截面刚度仍小于对比梁的截面刚度。

从图6可以看出，在加固层开裂前，Ⅱ类加固梁荷载-挠度曲线的斜率比对比梁的小。

在后两个受力阶段，I类加固梁和Ⅱ类加固梁的荷载-挠度曲线较为接近。

由图6和图7可知，抗弯加固后钢筋混凝土梁的荷载-挠度曲线和荷载-跨中截面梁顶压区混凝土应变曲线均比较接近，说明尽管破坏形态有所不同，但是这种加固方法有着比较稳定的加固效果。

图6荷载-跨中挠度曲线

Fig.6Load-deflectioncurvesofmid-span

图７荷载-跨中截面梁顶压区混凝土应变曲线

Fig.7Load-concretestraincurvesofmid-span

对Ⅲ类加固梁预加载时主要采用裂缝宽度控制，当裂缝达到0.2mm时便停止加载，对应RCBF-6梁跨中纯弯段弯矩为39.6kN·m，计算极限弯矩为54.2kN·m，预加荷载为计算极限荷载的73%，RCBF-7梁的实际预加荷载超过极限荷载的80%。

加固后试验时的主要裂缝仍为预加载时出现的裂缝，平均间距约120mm，还出现了几条新的竖向受弯裂缝。

加固层的平均裂缝间距为5Omm，加固前梁侧竖向裂缝的下部呈根系状分布裂缝，根系外廓与竖向所成角度略大于45°，说明渗透性水泥砂浆与本体的粘结性能良好。

破坏时试件RCBF-6和RCBF-7压区混凝土都被压溃，粘结面局部有水平裂缝，不同的是：

RCBF-6钢绞线未拉断，RCBF-7有一根钢绞线被拉断。

RCBF-6及RCBF-7梁的荷载-跨中挠度曲线如图8所示。

加固完（对应弯矩值为40kN·m左右），梁的刚度有所提高，随后随着加固砂浆的开裂，刚度有所降低，但是仍然高于加固以前，只是由于加固钢绞线面积很小（只有钢筋面积的1/18.5），所以刚度提高不如一次加固梁。

图8RCBF-6、RCBF-7荷载-跨中挠度曲线

Fig.8Loadversusmid-spandeflectioncurvesofRCBF-6/7

部分抗弯加固试验梁破坏时的裂缝分布如图9所示。

可以看出，对于I类加固梁，加固后梁的最终裂缝有如下特点：

主裂缝条数比未加固梁多，裂缝间距变小，裂缝根部呈树根状。

从裂缝出现的过程来看，加固后梁裂缝的出现、宽度的增加均较未加固梁延迟。

对于Ⅱ类加固梁，加固后梁的裂缝主要是沿先期受荷产生的裂缝发展，主要裂缝条数没有增加，但底部裂缝较密。

在Ⅲ类加固梁设计时，增大了被加固梁的配筋，并在被加固梁两端加设了端部锚固。

从裂缝形态来看，Ⅲ类加固梁取得了较好的效果，和I类加固梁破坏时的裂缝形态较为相近，但具有几个明显的特点：

（1）水平裂缝出现较晚，且出现后发展较慢，宽度小于弯曲裂缝；

（2）试件由于压区混凝土压碎而破坏；（3）裂缝根部新出现裂缝比前两类加固梁更密；（4）加固砂浆上裂缝间距更小，在纯弯段lm范围内出现27条裂缝。

这也说明，在端部进行锚固处理有利于提高加固效果。

4抗弯加固承载力计算

根据试验结果，梁截面的应变分布基本符合平截面假定，梁截面应力分布可简化为如图10所示。

其中，AW表示纵向钢绞线截面总面积；η1表示钢绞线应力发挥综合系数；h＋δ表示钢绞线轴线距混凝土梁上表面的距离，其中h表示混凝土梁高，试验中h=300mm，δ表示钢绞线轴心距梁底的高度。

由平衡条件可得

fcbx＝fyAs＋η1fWAW

（1）

M=fyAs（h0-x/2）＋η1fWAW（h＋δ-x/2）

（2）

（图中数据为裂缝出现时总荷载（2P）值，单位:

kN）

图9抗弯加固梁纯弯段裂缝图

Fig.9Crackpatternsofspecimens

图10梁截面应力分布图

Fig.10Sectionalstressdistributionofspecimen

考虑到实际加固中因施工条件的限制，不可能完全卸载，加固构件多数为二次受力构件，如果加固时原构件中钢筋应力水平较高，钢绞线不易达到强度设计值，因此需要对以上公式进行修正，引入钢绞线与原梁共同工作系数η2,碳纤维布加固试验研究取η2=0.8～1.0[1]。

因此利用高强不锈钢绞线网格对梁进行加固时（采用单层加固）的承载力公式可表示为

fcbx＝fyAs+η1η2fWAW（3）

M＝fyAs（h0-x/2）+η1η2fWAW（h+δ-x/2）（4）

式中，fW表示钢绞线抗拉强度设计值，取fW=1100MPa（0.85×1280≈l100MPa）；η1表示钢绞线应力发挥系数，对普通混凝土梁加固取0.8～1.0；η2表示钢绞线与原梁共同工作系数，根据加固情况取0.8～1.0；本次加固试验中采用的钢绞线为φ3.2，故钢绞线形心距混凝土梁上表面的距离为h+3.2+3.2/2≈h＋5，其它变量根据混凝土设计规范取值。

根据6根加固梁破坏时钢绞线的实测应变，可知其应力发挥系数在0.9～0.95之间，因此取η1=0.9，η2=0.85，根据以上公式求得的承载力与试验结果对比如表4所示。

表中Mc表示极限荷载计算值，Mt表示极限荷载实测值，计算值与实测值吻合较好。

在实际工程加固过程中，对钢绞线的预张紧效果可能达不到实验室控制水平，而且在加载后期加固层和梁体之间会产生水平裂缝，因此建议设计时取η1=0.8，η2=0.8。

表4公式计算值与试验值的比较

Table4Comparisonbetweenexperimentalresultsandtheoreticalvalues

试件编号

MC

M1

MC/M1

RCBF-2

57.0

62.4

0.914

RCBF-3

57.4

58.9

0.974

RCBF-4

57.3

62.6

0.915

RCBF-5

57.1

60.2

0.949

RCBF-6

63.6

64.3

0.989

RCBF-7

63.6

67.2

0.947

5截面刚度分析

5.1加固措施对截面刚度的影晌

对于Ⅰ、Ⅱ类加固梁，加固措施对梁截面刚度有一定程度的提高，按加载过程可分为两个阶段：

①梁挠度在允许使用范围阶段，即梁内纵筋屈服以前。

在该阶段特征挠度对应的弯矩如表5所示，可以看出，在使用阶段，加固措施对梁截面刚度的提高作用比较明显。

②梁内纵筋屈服以后，从后期的加载曲线可以看出，梁截面刚度提高很大，这主要是由于钢绞线尚未屈服，可以继续承受荷载，只是由于钢筋屈服并进入塑性阶段使梁的刚度降低。

可以预计，如果加固中钢绞线用量较多，在钢筋屈服以后，加固梁可以继续受荷并满足使用要求。

Ⅲ类加固梁加固时，受拉钢筋应变达0.0017,荷载水平较高。

加固后，梁可以继续承受荷载，在加固砂浆开裂前，梁刚度提高显著；加固砂浆开裂后，钢筋开始屈服，但由于钢绞线的存在，挠度和裂缝宽度稳定发展，梁可以继续承受荷载；如果加固时荷载水平低一些，加固效果会更好。

表5使用阶段特征挠度对应的弯矩M

Table5Appliedmomentsatserviceabilitylimitstates

M／kN·m

RCBF-1

RCBF-2

RCBF-3

RCBF-4

RCBF-5

RCBF-6

RCBF-7

Lo/400

36.4

47.1（29.4%）

38.9（6.9%）

42.0（15.4%）

39．6（8．8%）

37.3

41.0

Lo/300

43.2

49.6（4.8%）

47.4（9.7%）

47.5（9.9%）

48.1（11.3%）

46.4

51.0

Lo/200

44.6

51.4（15.2%）

49.9（11.9%）

49.7（11.4%）

50.0（12.1%）

57.0

58.6

注：

表中数值代表相应挠度下的纯弯段截面弯矩，括号内百分效表示较对比梁RCBF-1提高的百分比。

5.2梁截面刚度提高的原因

梁截面刚度提高主要有两个原因：

①20mm厚的加固层增加了梁的截面刚度，这一点在Ⅰ类加固梁开裂前的荷载-挠度曲线上可以很清楚地看出；Ⅱ、Ⅲ类加固梁在加固砂浆开裂前梁截面刚度也都有较大提高；②加固用高强不锈钢绞线网相当于增加了梁受拉区的钢筋面积，这对梁截面刚度的提高起很大作用。

5.3梁截面刚度提高的影晌因素

5.3.1加固方式对梁截面刚度的影响

从图6和表5都可以看出，Ⅰ类加固梁截面刚度提高的程度大于Ⅱ类加固梁。

在梁不同的受荷阶段，不同加固方式的加固效果也不同。

在梁开裂前，Ⅰ类加固梁的两根梁刚度提高很明显，Ⅱ类加固梁由于截面拉区混凝土只有加固层砂浆参加工作，加固梁刚度稍低于对比梁刚度。

但在梁开裂后，两类加固梁的刚度提高都很明显。

Ⅲ类加固梁模拟二次受力加固，且荷载水平较高，但由于