碳纤维网格加固混凝土梁制备及其抗折性能研究

何 芳，武 博，许小海，罗仕刚，闫德道

碳纤维网格加固混凝土梁制备及其抗折性能研究

何 芳1, 2，武 博1，许小海3，罗仕刚3，闫德道1

(1. 天津大学材料科学与工程学院，天津 300350；2. 天津市材料复合与功能化重点实验室，天津 300350；3. 卡本科技集团股份有限公司，天津 300385)

针对目前混凝土梁抗折性能下降的问题，设计制备一种高抗折性能的碳纤维网格加固混凝土梁.通过三点弯抗折实验对材料的承载能力进行表征. 通过探究加固位置、加固层数和端部锚固等实验参数对混凝土梁试样抗折性能的影响，最终确定碳纤维网格加固混凝土梁的最佳制备工艺参数. 结果表明，相比于C-28试样，B-CFG-28 试样的平均抗折强度增长率为174.6%. 综合考虑力学性能和成本，碳纤维网格最佳的加固位置为混凝土梁底部，最佳的加固层数为1层，端部锚固能有效抑制砂浆试样斜裂纹的产生. 相比于B&M-CFGs-28试样，B&M-CFGs-EA-28试样的抗折性能提升27.2%. 实验结果表明：碳纤维网格加固系统能够显著增强混凝土梁的承载能力，抗折性能优异的碳纤维网格增强混凝土梁有望在实际工程中得到广泛的应用.

碳纤维网格；聚合物砂浆；混凝土梁；抗折强度；端部锚固

随着社会经济的快速发展，混凝土作为用量最大的工程材料因其具有抗压强度高、易成型、耐环境腐蚀等优点被广泛应用于路桥交通、市政设施、民用建筑等各个领域[1]．然而，钢筋混凝土梁在长期使用过程中，由于交通量的增加导致的超载、原有的设计错误，以及有害物质导致的内部钢筋的锈蚀等原因导致结构整体承载能力显著下降[2]．因此，对现有的钢筋混凝土梁采用加固技术已成为恢复或提高其承载力的必要手段．以往国内旧桥加固或改造的案例显示：相比于新建桥梁，对现有桥梁的加固费用可以节约80%～90%[3]．日益增长的节能环保意识和确保建筑材料可持续性的必要性促使人们努力寻找有效加固混凝土梁的方法．

国内外对混凝土桥梁加固方面的研究取得了非常显著的成果，例如：加大截面加固法、置换混凝土加固法、体外预应力法、外包型钢法、预张紧钢丝绳网片-聚合物砂浆面层加固法和增设支点加固法等是当前传统的加固方法[4-9]．其中采用钢材对混凝土桥梁进行加固的方法因施工工艺便捷而被最先应用于结构加固领域．但是，钢材耐锈蚀性能差这一问题一直未有效解决．Raithby[10]和Macdonald等[11]进行的暴露钢材的实验表明，钢/环氧基黏结剂界面之间存在大量腐蚀，导致黏结部位强度下降并局部脱黏．除此之外，钢材密度7800kg/m3，在运输、安装时带来的不便是限制钢板作为加固材料的又一个重要因素．碳纤维增强树脂基复合材料因其质轻高强、耐锈蚀等优异力学性能成为钢材加固材料的理想替代者．Li等[12]研究了用裂缝胶和碳纤维增强树脂基复合材料加固开裂混凝土棱柱的抗弯性能，并分析了加固材料尺寸、混凝土强度和裂缝类型等因素对加固效果的影响．结果表明，纳米改性裂缝黏结剂可以显著提高混凝土构件的延性和强度．Li等[13]研究了碳纤维增强环氧基复合材料加固混凝土在干湿两种状态下界面的黏结性能，实验结果表明，碳纤维增强环氧基复合材料-混凝土界面黏结强度随干湿循环次数的增加而增加．然而碳纤维增强树脂基复合材料在加固混凝土梁的应用方面也存在耐火性差、与混凝土黏结能力差等问题[14]．Li等[15]研究了碳纤维增强环氧树脂基复合材料在高温下的力学性能，结果证明混凝土与碳纤维布的界面黏结强度与增强材料的极限抗拉强度随暴露温度和时间的增加而降低．相对于环氧树脂基复合材料，水泥基复合材料因含有石英砂等无机物而具有出色的耐火性．因此，碳纤维网格增强水泥基复合材料作为一种新型的建筑加固材料，通过碳纤维网格与聚合物砂浆的协同作用，既解决了加固部位锈蚀的问题，同时又确保了加固材料与待加固建筑之间的相容性．

碳纤维网格增强水泥基复合材料凭借其双向受力、耐锈蚀、高比强度和对基面要求低等诸多优异性能，已经被广泛地应用在砌体及混凝土房屋加固领域．然而，由于目前国内外碳纤维网格增强水泥基复合材料加固混凝土梁的抗折性能的增强效果研究较少，使得碳纤维网格在加固领域的研究存在空白，阻碍了其广泛应用．本文通过碳纤维网格体系对混凝土梁进行加固，研究加固位置、加固层数等实验参数对混凝土梁抗折性能的影响．通过碳纤维网格加固得到的高抗折性能的混凝土梁对桥梁安全设施建设具有非常重要的意义．

1 实验材料与方法

1.1 实验材料的制备

1.1.1 实验基材及增强材料

基材：实验所需湿法喷射聚合物砂浆由卡本科技集团股份有限公司提供，砂浆性能参数如表1所示．

表1 砂浆性能参数

增强材料：碳纤维网格和高强钢丝布的技术参数见表2，增强材料如图1所示.

表2 增强材料技术参数

Tab.2 Technical parameters of reinforcement materials

图1 增强材料

1.1.2 设计思路

为探究增强材料种类、养护时间、加固位置、加固层数、端部加固对混凝土梁的抗折性能的影响，共设计6组实验试样，试样模型示意如图2所示，具体试样信息见表3.

1.1.3 增强体的表面处理

将碳纤维网格和高强钢丝布两端固定于铁质固定台，环氧涂层按照树脂和固化剂的质量比为3∶1进行配置，利用玻璃棒充分搅拌．将环氧涂层均匀涂覆于固定的增强体织物表面，静置5min后将多余树脂挤出．固化环境为80℃/2h．利用角磨机将表面改性后的碳纤维网格和高强钢丝布裁剪成40mm×40mm的尺寸备用．

1.1.4 混凝土梁抗折试样的制备

(1) 织物裁剪：将实验所需的碳纤维网格和高强钢丝布裁剪成合适的尺寸备用．

表3 试样信息

Tab.3 Sample information

图2 砂浆抗折试样模型示意

(2) 砂浆配置：按水和砂浆质量比为0.155的比例将称量好的湿法喷射聚合物砂浆与水进行混合，搅拌时实验室温度为24℃，利用电锤将其均匀搅拌10min后备用．

(3) 注模：将规格为40mm×40mm×160mm的模具固定在振动设备上并向内填充搅拌均匀的聚合物砂浆，待模具内部的砂浆充分振动均匀后，通过钢尺测量砂浆块的厚度，在砂浆表面平铺一层裁剪好的增强材料，再将剩余的砂浆平铺到织物表面后继续振动，振动完成后将模具从振动设备上取下静置，养护完成后进行测试．

1.2 实验材料的测试方法

砂浆抗折测试按照GB/T 17671—1999标准进行，测试设备为万能试验机(型号：UTM5105)，其加载速度为0.05kN/s(0.031MPa/s)，预紧速度为10mm/min．图3为抗折实验装置示意．

图3 抗折实验装置

抗折强度公式为

   

2 结果与讨论

2.1 实验材料的力学性能分析

2.1.1 加固材料种类对试样抗折性能的影响

图4反映了不同增强材料对混凝土梁抗折性能的影响．C-28试样达到极限载荷时载荷值下降，其主要原因是试样在承受载荷时，上表面受压载荷，下表面受拉载荷，裂纹首先在下表面的中部位置产生并向上延伸发展，此时试样所承受的载荷值迅速下降且裂纹扩展速度最快．与C-28对比，B-CBSN-28试样的抗折强度增加21.1%．当达到砂浆的极限载荷时，裂纹从试块底部生成并向上延伸至高强钢丝布加固位置，载荷曲线停止下降后缓慢上升．载荷曲线缓慢下降时，高强钢丝布在试样内部出现滑移，主要原因是钢丝表面光滑且与砂浆接触面积小．该测试曲线发展趋势同样适用于B-CFG-28试样．如图4所示，相比于B-CBSN-28试样，B-CFG-28试样的抗折强度增加126.7%，其主要原因是碳纤维网格表面粗糙程度大，有利于其在界面处形成有效的机械互锁(如图5所示)．当裂纹扩展至加固位置时，碳纤维网格与其上部砂浆协同作用，同时，碳纤维网格可双向受力，有利于内部载荷的均匀传递，从而显著提高试样的抗折强度．表4中CFG-m-28抗折载荷平均值为0.14kN，其与C-7试样抗折载荷之和远远小于B-CFG-7的测试载荷，说明碳纤维网格与砂浆之间的协同效果十分显著．

图4 测试样品的载荷-挠度曲线(不同增强材料)

图5 增强材料与砂浆界面示意

表4 试样数据汇总

Tab.4 Sample data summary

注：max, av为试样抗折测试最大破坏载荷的平均值；和CoV分别为试样测试数据的标准差和变异系数.

2.1.2 养护时间对试样抗折性能的影响

图6反映了养护时间对混凝土梁抗折强度的影响．如图6(a)所示，C-7试样平均抗折载荷为2.82kN，C-14试样的平均抗折载荷为4.64kN，增长率为64.5%．从表4中可以看出，相比于C-14试样，C-28试样的测试数据离散度下降，更能客观反映试样抗折强度的真实水平．图6(b)中显示，养护条件对碳纤维网格增强混凝土梁的抗折强度影响不明显．B-CFG-7与B-CFG-14试样的平均抗折载荷分别是7.38kN和7.33kN，主要原因是裂纹扩展至碳纤维网格加固位置时，碳纤维网格与砂浆协同作用．与B-CFG-7试样相比，B-CFG-28试样的抗折强度和数据离散性均有提升，因此最能体现试样真实抗折强度的养护时间为28d．

图6 测试样品的载荷-挠度曲线(不同养护时间)

2.1.3 加固位置与加固层数对试样抗折性能的影响

图7反映了碳纤维网格的加固位置和加固层数对混凝土梁试样抗折性能的影响．图7(a)说明了不同加固位置的单层碳纤维网格增强试样的抗折强度都会较C-28试样的抗折强度有不同程度的上升．T-CFG-28、M-CFG-28和B-CFG-28试样的平均抗折强度增长率分别为14.1%、74.6%和174.6%．与此同时，不同加固位置试样的曲线增长趋势相同．主要原因是碳纤维网格在试样内部进行加固，其裂纹的产生和发展趋势相同．当裂纹扩展到碳纤维网格加固位置时，网格和其上部的砂浆协同作用，由于位置不同导致的碳纤维网格与砂浆的协同作用不同，进而导致增强效果存在明显的差异．

图7(b)说明了双层碳纤维网格通过调整加固位置可以得到不同的加固效果．相比于空白试样，M&T-CFGs-28、B&T-CFGs-28、B&M-CFGs-28试样的平均抗折强度增长率分别为71.8%、170.4%和231.0%．对比碳纤维网格单层加固和双层加固效果，可知M&T-CFGs-28试样的抗折强度略低于B-CFG-28试样抗折强度，说明最佳的加固位置应是试样的底部．B&M-CFGs-28试样抗折强度略高于T-CFG-28、M-CFG-28试样抗折强度的相加总和．说明最佳的加固位置不是试样的中部而是其底部．

图7(c)说明不同加固层数对砂浆试样抗折强度的影响存在明显的差异．与C-28试样相比，B-CFG-28试样抗折强度上升174.6%．其主要原因是当达到极限载荷时，裂纹产生并向上扩展至碳纤维网格加固位置时在向上及沿网格铺放的两个方向同时发展，此时曲线会继续直线上升，此时的砂浆试块已由脆性材料转化为半脆性材料．随着碳纤维网格发生断裂，载荷曲线会逐步下降．对比C-28试样，B&M-CFGs-28加固试样的平均抗折强度增长率为231.0%．双层碳纤维网格的加固效果不足单层碳纤维网格加固效果的2倍．因此，考虑到成本和加固效果，碳纤维网格最佳的加固层数为1层．

图7 测试样品的载荷-挠度曲线(不同加固位置和层数)

2.1.4 端部锚固对试样抗折性能的影响

图8说明端部加固对试样的抗折强度具有增强作用，对比试样B&M-CFGs-28与B&M-CFGs-EA-28的抗折强度可以发现，B&M-CFGs-28试样的平均抗折载荷为10.05kN，B&M-CFGs-EA-28试样平均抗折载荷为12.75kN，抗折强度增长率27.2%．对比两者曲线的发展趋势，当局部发生失效时，B&M-CFGs-EA-28的曲线有一个回升的过程，说明端部锚固能有效减缓裂纹扩展的速度，进而增强砂浆试样的抗折性能．其主要原因是利用碳纤维布对试样两端进行端部锚固能有效减少斜裂纹从端部产生的可能性，进而有效抑制了斜截面失效的发生．因此，端部锚固有助于碳纤维网格对于试样抗折强度增强效果的进一步发挥．

图8 测试样品的载荷-挠度曲线(端部锚固)

2.2 失效形式和裂纹扩展分析

图9反映了试样的失效形式与实验参数有密切的联系．图9(a)展示了空白试样的失效形式均为竖直裂纹扩展且断口平齐(如图10(a)所示)，其主要原因是试样内部没有增强材料，当达到试样的极限载荷时，应力集中的试样底部开始产生裂纹．裂纹沿竖直方向延伸且扩展速度较快，因此断口处平齐．图9(b)说明高强钢丝布与砂浆之间的黏结强度低从而导致滑移失效形式的出现．图9(c)说明碳纤维网格对试样进行底端加固后能有效抑制裂纹的扩展，裂纹沿竖直和碳纤维网格铺放的两个方向扩展，因此失效试样的底端位置出现横向的裂纹(见图10(b))，横向裂纹的产生伴随着能量的消耗．图9(d)说明对试样进行端部锚固能有效减少横向裂纹在端部出现的概率．此时的失效形式主要为竖直裂纹和碳纤维网格加固位置的横向裂纹(见图10(c))，说明碳纤维网格的内部加固和碳纤维布的端部加固都能有效抑制裂纹的扩展．

图9 测试试样的失效图像

图10 裂纹扩展方向的对比

碳纤维网格对抗折试样的增强机理可通过裂纹的扩展形式进行解释，由于碳纤维网格的加入，裂纹的扩展方向由竖直扩展改为竖直扩展与横向扩展并存．横向裂纹的扩展伴随着能量的消耗，与此同时，碳纤维网格与其上部的砂浆协同受力，因而，试样抗折强度得到提升．端部锚固抑制了端部裂纹的产生，防止横向裂纹延伸至端部后出现滑移失效，端部锚固的试样抗折强度得到显著提升．

3 结 论

(1) 碳纤维网格对混凝土梁抗折强度有明显的增强效果，最佳的加固位置为试样底部，最佳的加固层数为1层．

(2) 碳纤维网格增强混凝土梁抗折试样的破坏形式：空白试样为竖直齐平断口；碳纤维网格加固试样在竖直裂纹的基础上产生沿加固位置的横向裂纹；端部锚固碳纤维网格加固试样端部横向裂纹减少．端部锚固能有效抑制斜裂纹的产生．

(3) 碳纤维网格对于抗折试样的加固改变了裂纹的扩展方向，同时碳纤维网格与其上部砂浆协同受力增加试样抗折强度；端部锚固有效抑制了碳纤维网格滑移失效的出现，进一步提高试样的抗折性能.

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Preparation and Flexural Behavior of Concrete Beam Strengthened Using Carbon Fiber Grid

He Fang1, 2，Wu Bo1，Xu Xiaohai3，Luo Shigang3，Yan Dedao1

(1. School of Materials Science and Engineering，Tianjin University，Tianjin 300350，China；2. Tianjin Key Laboratory of Composite and Functional Materials，Tianjin 300350，China；3. Carbon Technology Group Co.，Ltd.，Tianjin 300385，China)

In this study，a CFG reinforced concrete beam was designed and prepared in light of the current issue of poor flexural behavior of concrete beams. The material’s bearing capacity was characterized by the three-point bending test. The optimal experimental parameters for the preparation of CFG reinforced concrete beams were finally determined by investigating the effect of the experimental parameters such as reinforcement position，number of reinforcement layers，and end anchoring on the flexural properties of the samples. The findings showed 174.6% improvement in the average flexural strength of B-CFG-28 relative to that of C-28. Considering the mechanical properties and cost of the composite after consolidation，the optimum number of layers for the CFG is 1. The end-anchoring method can effectively prevent oblique cracks occurring in the sample. The flexural strength of B&M-CFGs-EA-28 increased by 27.2% compared with that of B&M-CFGs-28. The experimental results show that the CFG reinforcement system can significantly enhance the bearing capacity of concrete beams. CFG reinforced concrete beams with excellent flexural properties are expected to be widely used in practical engineering.

carbon fiber grid；polymer mortar；concrete beam；flexural strength；end anchoring

TQ426.64

A

0493-2137(2020)11-1197-07

10.11784/tdxbz201910009

2019-10-09；

2019-12-17．

何 芳（1978—  ），女，博士，教授.

何 芳，fanghe@tju.edu.cn.

国家自然科学基金资助项目(51572189，51972226).

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No.51572189，No.51972226).

(责任编辑：田 军)