鄧宗才，張戊晨

(北京工業(yè)大學(xué) 工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點實驗室，北京 100124)

混雜纖維增強RPC加固混凝土梁抗彎性能

鄧宗才，張戊晨

(北京工業(yè)大學(xué) 工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點實驗室，北京 100124)

為了研究混雜纖維增強活性粉末混凝土(HFRPC)的加固效果,進行了高強鋼筋HFRPC加固普通鋼筋混凝土梁抗彎性能的試驗和理論研究，并與未加固梁比較。共完成7根梁抗彎試驗，其中1根是未加固梁，6根為HFRPC加固梁。變化參數(shù)為：HFRPC厚度、HFRPC與舊混凝土界面粘結(jié)方式和粘貼纖維布等。試驗結(jié)果表明：采用高強鋼筋HFRPC加固梁能有效提高抗彎承載力，HFRPC加固層與舊混凝土粘結(jié)牢靠，未發(fā)生脫粘破壞；HFRPC加固層裂縫數(shù)量眾多、寬度明顯減??；舊混凝土表面經(jīng)鑿坑處理比鑿溝處理的加固梁承載力更大；HFRPC中配置高強鋼筋，能發(fā)揮高強鋼筋優(yōu)勢；HFRPC加固層厚度40 mm比30 mm梁抗彎承載力提高5%；采用纖維布箍約束新舊混凝土，可阻止彎曲裂縫擴展，峰值荷載后承載力下降較慢。最后，給出了加固梁開裂荷載、屈服荷載和極限承載力計算公式，計算值與試驗結(jié)果吻合較好。

活性粉末混凝土；超高性能混凝土；混雜纖維；加固；增大截面法；抗彎性能；鋼筋混凝土

目前，既有混凝土結(jié)構(gòu)的加固維護已成為土木工程界關(guān)注的重要問題之一，相應(yīng)的加固材料發(fā)展較快，加固方法較多，常用的加固方法有：增大截面、纖維增強復(fù)合材料(FRP)加固、粘鋼板加固等。增大截面加固方法簡便，在結(jié)構(gòu)加固中應(yīng)用最多，但若采用普通混凝土加固，混凝土容易開裂，影響結(jié)構(gòu)耐久性，也不利于普通混凝土與既有混凝土之間的粘結(jié)。FRP加固法存在FRP與既有混凝土表面粘結(jié)易出現(xiàn)空鼓、粘結(jié)不牢靠的問題，且FRP與混凝土之間熱交換性差，抗災(zāi)能力不足[1]。粘鋼加固法存在對既有混凝土表面平整度要求高、鋼板易銹蝕等問題。

采用活性粉末混凝土(reactive powder concrete, RPC)超高韌性混凝土加固既有結(jié)構(gòu)，不但與舊混凝土相容性好，可提高新舊混凝土間粘結(jié)性能，而且可最大限度的利用這些高性能水泥基復(fù)合材料的控裂功能，降低裂縫擴展，有效彌補既有混凝土結(jié)構(gòu)開裂造成的耐久性退化等問題[2-3]。鋼纖維可以改善活性粉末混凝土變形性能，但鋼纖維體積摻率在2%以內(nèi)時，其彎曲韌性仍然不夠理想。為了進一步改善其韌性，將鋼纖維與高性能粗合成纖維混雜，優(yōu)勢互補，以改善其裂縫控制能力和韌性。混雜纖維活性粉末能混凝土(hybrid fiber reinforced reactive powder concrete，HFRPC)不但控裂能力強，且強度高，為高強鋼筋的應(yīng)用提供了條件，高強鋼筋HFRPC有利于提高既有結(jié)構(gòu)承載力和耐久性等。目前關(guān)于高強鋼筋HFRPC加固既有混凝土梁抗彎性能的研究甚少。本文研究了高強鋼筋HFRPC加固混凝土梁的抗彎性能，探討了HFRPC加固層厚度、新舊混凝土界面處理方式等對加固效果的影響規(guī)律，研究成果將對高強鋼筋HFRPC在加固領(lǐng)域中的應(yīng)用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試驗材料

原構(gòu)件采用C40普通混凝土澆筑，其質(zhì)量配合比為水泥∶水∶砂子∶石子=411.4∶195 ∶609.82 ∶1 183.78，水泥為PO42.5普通水泥。

加固用混雜纖維活性粉末混凝土配合比見表1。其中超細(xì)水泥為PO52.5硅酸鹽水泥，比表面積約600 m2/kg；S95級?；郀t礦渣粉，比表面積為408 m2/kg；石英砂粒徑范圍為40-70目；鋼纖維為長度8 mm、直徑0.12 mm微細(xì)鋼纖維，抗拉強度大于2 800 MPa；粗聚烯烴纖維長度38 mm、直徑1 mm，抗拉強度600 MPa；高效聚羧酸減水劑，白色自乳化消泡劑。HFRPC采用強制式攪拌機攪拌。

原構(gòu)件縱筋采用HRB335級鋼筋，直徑為10 mm和12 mm；箍筋為HRB335級鋼筋，直徑為8 mm。加固層鋼筋為HRB500級鋼筋，直徑為8 mm。

表1 HFRPC配合比

1.2 試驗梁設(shè)計

共設(shè)計7根梁，其中1根為未加固的鋼筋混凝土梁，其截面尺寸為120 mm×150 mm，長1 200 mm，梁底縱筋為HRB300，配筋率為1.5%。保護層厚度為20 mm，截面尺寸和配筋見圖1(a)；其余6根梁均采用配筋HFRPC進行抗彎加固，梁底HFRPC加固層均配有2根直徑8 mm的HRB500鋼筋。被加固梁的截面尺寸和配筋均同于未加固梁，加固后梁截面尺寸及配筋如圖1(b)所示。

(a) 未加固梁N1

(b) 加固梁圖1 試驗梁截面配筋圖Fig. 1 Test beam reinforcement plans

被加固梁澆筑7 d后進行加固。梁底HFRPC加固層厚度分別為30 mm和40 mm。HFRPC與原有混凝土界面有3種處理方式：A-鑿坑處理，深度為15 mm，采用梅花形布置；B-鋼絲刷刷毛處理；C-鑿溝處理，深度為15 mm，間距150 mm。3種表面處理方式完成后，均涂刷一層界面粘結(jié)劑，以改善新舊混凝土之間的粘結(jié)性能。為了防止新加固的HFRPC與原混凝土之間發(fā)生界面粘結(jié)破壞，對刷毛處理的2根梁在加載點附近用玄武巖纖維布纏繞加強，纖維布寬度為250 mm，雙層纏繞。

在澆筑梁時，同時澆筑了150 mm×150 mm×150 mm的普通混凝土立方體試塊、100 mm×100 mm×100 mm的HFRPC立方體試塊，用來測定抗壓強度；HFRPC拉伸試件為100 mm×100 mm×400 mm的棱柱體。立方體和棱柱體試件養(yǎng)護方法同于梁，均采用天然養(yǎng)護方式。經(jīng)試驗測定，28 d普通混凝土抗壓強度為42.4 MPa，HFRPC抗壓強度為119.1 MPa；28 d HFRPC軸拉強度為5.6 MPa，開裂應(yīng)變?yōu)?.000 156，極限拉應(yīng)變?yōu)?.007。

表2 試驗梁設(shè)計方案

試件編號、加固層厚度、截面處理方式等列于表2。試件編號的含義：N1為未加固梁，R為加固梁試件，第一個“-”后的數(shù)字為加固層厚度，最后的A、B、C表示3種界面處理方式及加固方式。

1.3 加載制度

為觀察梁的純彎曲性能，采用兩點對稱加載，跨中有350mm寬的純彎段，如圖2所示。加載儀器采用電液伺服控制系統(tǒng)，數(shù)據(jù)采集采用靜態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)。

縱筋屈服前采用荷載控制模式，分級加載，在梁開裂前每級加載5kN，梁開裂后改為每級10kN加載?？v筋屈服后按位移控制模式加載，每級荷載穩(wěn)定2～3min再開始下級加載。試驗量測內(nèi)容有：荷載、純彎段縱筋應(yīng)變、混凝土應(yīng)變、跨中和支座處的位移、裂縫分布及寬度。

圖2 試驗梁加載示意圖Fig. 2 Schematic diagram of the experimental beam loading

為驗證梁在受彎過程中是否符合平截面假定，在梁跨中的側(cè)面自上向下均勻粘貼5片應(yīng)變片。在梁跨中頂部粘貼2片應(yīng)變片，測量混凝土壓應(yīng)變。在梁跨中底部沿梁軸線方向粘貼3片應(yīng)變片，測量梁底部混凝土拉應(yīng)變。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 破壞過程與破壞形態(tài)

未加固梁為適筋梁破壞形態(tài)。當(dāng)荷載為17kN時，梁開裂；當(dāng)荷載為51kN時，縱筋開始屈服；達(dá)到極限荷載時，受壓區(qū)混凝土被壓碎。梁破壞時，純彎段彎曲裂縫條數(shù)較少，寬度明顯大于加固梁。

6根加固梁均發(fā)生適筋破壞，未出現(xiàn)HFRPC加固層與原混凝土界面分離的現(xiàn)象。與未加固梁相比，加固梁底裂縫的數(shù)目明顯增多，且縫寬變小。鋼筋屈服時，加固梁底裂縫數(shù)目平均達(dá)到29條。梁底HFRPC層開裂后，裂縫緩慢向上擴展，當(dāng)原混凝土梁底拉應(yīng)變達(dá)到開裂應(yīng)變時，原混凝土開裂；荷載增加，彎曲裂縫不斷向上擴展，形成主裂縫。由于梁底HFRPC的控裂作用，梁裂縫擴展速率比未加固梁明顯緩慢，梁最終破壞時，裂縫寬度較小。即HFRPC加固層對裂縫發(fā)展起到較好的抑制作用，使原本寬而少的裂縫轉(zhuǎn)變?yōu)榧?xì)而密的微細(xì)裂縫。

R-30-B和R-40-B兩根梁，由于粘貼了纖維布，試驗過程中無法觀察纖維布下的裂縫情況。試驗后，將纖維布去掉，觀察混凝土表面，只發(fā)現(xiàn)很少的彎曲裂縫。與其他未包裹纖維布的HFRPC加固梁相比，纖維布下的混凝土表面裂縫數(shù)減少，且裂縫寬度很小。可見粘貼纖維布提高了梁抗裂性能，阻止了彎曲裂縫擴展，對改善梁抗彎性能有利。

2.2 荷載-撓度曲線

試驗測得的荷載-跨中撓度曲線如圖3所示。由圖可見，加固梁經(jīng)歷了彈性變形、帶裂縫工作階段和屈服、破壞階段。加固梁的初期剛度明顯大于未加固梁，約為未加固梁的2倍。達(dá)到屈服荷載時，加固梁的跨中撓度稍大于未加固梁。用纖維布纏繞加固梁，無論加固厚度為30mm或40mm，當(dāng)達(dá)到峰值荷載后承載力下降均較緩慢。

(a) 30 mm加固層試驗梁

(b) 40 mm加固層試驗梁圖3 試驗梁的荷載-撓度曲線Fig. 3 Load-deflection curves of beams

加載初期，加固梁荷載-撓度曲線為直線，梁底HFRPC開裂后，由于混雜纖維的阻裂效用，梁的剛度下降不明顯，彎曲變形較小；跨中截面沿梁高度的應(yīng)變?yōu)橹本€分布，符合平截面假定，受壓區(qū)混凝土承受壓應(yīng)力，受拉區(qū)混凝土、HFRPC和鋼筋共同承受拉應(yīng)力。

這種多裂縫擴展模式不同于普通混凝土或自密實混凝土，普通混凝土裂縫少，但寬度大[4]。隨著荷載的增大，受拉區(qū)原混凝土達(dá)到抗拉強度時開裂，并不斷擴展，最終使受拉區(qū)大部分混凝土退出工作。由于梁開裂，抗彎剛度下降，在荷載-撓度曲線上出現(xiàn)了一個轉(zhuǎn)折點，梁進入帶裂縫工作階段，受拉區(qū)主要依靠縱筋和HFRPC承受拉力，受壓區(qū)混凝土應(yīng)變不斷增大，應(yīng)變增長速度比應(yīng)力增長速度快。

縱筋屈服后，梁進入第三階段，梁撓度突然增大，主裂縫形成且沿梁高向上擴展，中和軸上移，受壓區(qū)高度減小。當(dāng)受壓邊緣混凝土達(dá)到極限壓應(yīng)變時，梁開始發(fā)生破壞。在第三階段，鋼筋的總拉力大致保持不變，但由于中和軸上移，內(nèi)力臂稍有增大，極限荷載略大于屈服荷載。

2.3 混凝土應(yīng)變沿高度分布

圖4 R-30-A不同荷載下梁側(cè)混凝土應(yīng)變分布Fig. 4 Strain distribution of R-30-A concreate under different load levels

以梁R-30-A為例說明應(yīng)變沿梁截面高度方向的分布規(guī)律，圖4為該梁跨中截面在各級荷載下應(yīng)變沿梁高分布情況。可見沿梁高方向混凝土及鋼筋平均應(yīng)變基本呈直線分布，符合平截面假定。

2.4 承載力、變形及主要影響因素

各梁的開裂荷載值、屈服荷載值和極限荷載值及對應(yīng)的撓度值列于表3。可見加固梁的開裂荷載比未加固梁平均提高23.2%，屈服荷載提高約88.7%～114.4%，極限荷載提高約83.5%～105.7%。

2.4.1HFRPC厚度

依據(jù)美國通用會計準(zhǔn)則，R&D中的“研究”是指發(fā)現(xiàn)有助于開發(fā)新技術(shù)或產(chǎn)品的調(diào)查或研究?！伴_發(fā)”是指將研究發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)變?yōu)樾鹿に嚮蛐庐a(chǎn)品，或利用其對現(xiàn)有工藝和產(chǎn)品進行重大改進的活動[2]。根據(jù)中國的《企業(yè)會計準(zhǔn)則第六號—無形資產(chǎn)》規(guī)定，企業(yè)應(yīng)區(qū)分研究階段和開發(fā)階段的支出，項目研發(fā)階段的費用應(yīng)當(dāng)在發(fā)生時計入當(dāng)期損益。

由表3知，梁底加固層厚度由30mm增大到40mm，加固梁承載力平均值從137kN增大到144kN，提高了5%。界面處理方式相同時，加固厚度由30mm增大到40mm，與屈服荷載、極限荷載對應(yīng)的跨中撓度稍有減少，說明加固層厚度增大，梁的剛度增加，撓度減小。

表3 梁試驗結(jié)果

2.4.2 界面處理方式

3種不同的界面處理方式中，鑿坑處理和刷毛處理梁的極限承載力比鑿溝處理梁高。其中鑿坑處理梁的屈服荷載和極限荷載較高，抗彎剛度較大，撓度較??；梁達(dá)到極限荷載后承載力下降較為緩慢，表明新舊混凝土界面粘結(jié)良好。其原因是鑿坑處理采用“梅花”布置方式，使得HFRPC與舊混凝土間的粘結(jié)作用分布更加均勻，界面粘結(jié)更好。采用玄武巖纖維布纏繞的梁，當(dāng)達(dá)到極限荷載后，承載力下降最為緩慢。玄武巖纖維布阻止了彎曲裂縫的擴展，增大了梁的抗彎剛度。

3 荷載理論計算與分析

3.1 基本假定

1)加固梁截面應(yīng)變符合平截面假定，即截面應(yīng)變沿梁高度為線性分布；

2)原混凝土梁開裂后不考慮其抗拉強度，HFRPC開裂后需考慮纖維的抗拉作用；

3)新舊混凝土界面無滑移，縱筋與基體間無滑移。

3.2 材料本構(gòu)關(guān)系

3.2.1 普通混凝土拉壓本構(gòu)關(guān)系

普通混凝土受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50010)[5]的模型，即

(1)

(2)

(3)

式中：σc表示壓應(yīng)變?yōu)棣與時混凝土的應(yīng)力；fc為混凝土的軸心抗壓強度；ε0為壓應(yīng)力達(dá)到fc時混凝土壓應(yīng)變，當(dāng)計算的ε0值小于0.002時，取為0.002；εcu為混凝土極限壓應(yīng)變，當(dāng)計算的εcu值大于0.003 3時，取為0.003 3；fcu為混凝土立方體抗壓強度；n為系數(shù)，取為2.0。

混凝土抗拉應(yīng)力-應(yīng)變模型：

(4)

式中：σt表示拉應(yīng)變?yōu)棣舤時混凝土的拉應(yīng)力；ft,c為混凝土的軸心抗拉強度，計算時取2.7 MPa；εtu,c為拉應(yīng)力達(dá)到ft,c時混凝土的拉應(yīng)變，計算時取為0.000 1。

3.2.2HFRPC受拉本構(gòu)關(guān)系

HFRPC拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線采用簡化模型，分為直線上升段和水平段[6-8]，曲線函數(shù)為式(5)。

(5)

式中：ER為HFRPC的彈性模量，取36 000 N/mm2；ftr,R為HFRPC的抗拉強度，計算時取5.6 MPa；εtr,R為HFRPC開裂時的拉應(yīng)變，取0.000 156；εtu,R為HFRPC極限拉應(yīng)變，取0.007。

3.2.3 鋼筋本構(gòu)關(guān)系

高強鋼筋和普通鋼筋的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系假定為理想彈塑性模型，即

(6)

式中：fy為鋼筋屈服強度實測值，普通鋼筋取350 MPa，高強鋼筋取546 MPa；εy為縱筋屈服應(yīng)變，普通鋼筋取0.001 75，高強鋼筋取0.002 73；Es為鋼筋的彈性模量，均取200 GPa。

3.3 開裂彎矩

梁開裂前基本上處于彈性工作階段，應(yīng)力與應(yīng)變成正比，受壓區(qū)與受拉區(qū)混凝土應(yīng)變分布接近直線分布，受拉區(qū)HFRPC應(yīng)力分布形式為梯形分布。由于HFRPC彈性模量大于普通混凝土，在新舊混凝土界面應(yīng)力有突變，如圖5所示。

圖5 RPC初裂時梁截面應(yīng)力應(yīng)變分布圖Fig. 5 Distribution of stress and strain on the section when HFRPC cracking

梁將要開裂時，截面上不同高度處混凝土應(yīng)力分布為

(7)

根據(jù)力的平衡∑N=0有

(8)

將式(7)代入式(8)，得

(9)

式中：Es為普通鋼筋彈性模量；As為原混凝土梁內(nèi)底部縱筋截面面積；Ers為高強鋼筋彈性模量；Ars為HFRPC加固層內(nèi)縱筋截面面積；m為高強鋼筋中心距梁底的距離；n為原混凝土梁內(nèi)底部縱筋中心距梁底的距離；ccr為初裂時中和軸高度；t為HFRPC加固層厚度；εtu,c為普通混凝土受拉開裂時的應(yīng)變，值為0.000 1。

由式(9)求出梁底部開裂時截面中和軸高度ccr，再由力矩平衡∑M=0有

(10)

將求出的中和軸高度ccr代入式(10)中，化簡整理可得加固梁的開裂彎矩：

(11)

由式(11)計算了梁的開裂彎矩，列于表4?？梢姵肆篟-40-C試驗值與理論值相差較大外，其余理論計算值與試驗值吻合良好。

3.4 屈服彎矩

試驗過程中首先是HFRPC中的縱筋屈服，緊隨其后原混凝土梁內(nèi)縱筋屈服。由于原縱筋與新縱筋不同時屈服，為了便于計算和留有一定的安全度，在計算梁的屈服彎矩時，對高強鋼筋屈服強度乘以0.9的折減系數(shù)。計算屈服荷載時，根據(jù)受壓區(qū)混凝土的壓應(yīng)變是否大于ε0，分為以下兩種情況。

3.4.1 受壓區(qū)混凝土壓應(yīng)變εc<ε0

此時梁截面應(yīng)力、應(yīng)變分布如圖6所示。HFRPC加固層中縱筋屈服時，HFRPC加固層已開裂，由HFRPC抗拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線可知此時HFRPC加固層的拉應(yīng)力為定值ftr,R，不考慮梁受拉區(qū)原混凝土的抗拉作用，梁截面的應(yīng)力分布為

(12)

圖6 鋼筋屈服時梁截面應(yīng)力應(yīng)變分布圖Fig. 6 Distribution of stress and strain on the section at yielding

由圖中的幾何關(guān)系知：

(13)

(14)

由力的平衡關(guān)系，∑N=0有

(15)

式中：fy、fry分別為原混凝土梁內(nèi)底部縱筋和HFRPC加固層內(nèi)縱筋屈服時的應(yīng)力。

由式(15)可以求出縱筋屈服時截面中和軸高度cy。由力矩平衡∑M=0，化簡整理可得HFRPC加固梁的屈服彎矩My為

(16)

3.4.2 受壓區(qū)混凝土壓應(yīng)變ε0<εc<εcu

此時梁截面應(yīng)力、應(yīng)變分布如圖7所示。受壓區(qū)混凝土壓應(yīng)變較大，梁截面的應(yīng)力分布為

(17)

圖7 鋼筋屈服時梁截面應(yīng)力應(yīng)變分布圖(ε0<εc<εcu)Fig. 7 Distribution of stress and strain on the section at yielding(ε0<εc<εcu)

從圖7中的幾何關(guān)系有：

(18)

從而得：

(19)

由力的平衡關(guān)系，∑N=0可得出：

(20)

由式(20)可以求出梁縱筋屈服時截面中和軸高度cy，由力矩平衡∑M=0，經(jīng)化簡整理可得加固梁的屈服彎矩為：

(21)

據(jù)平截面假定得出梁頂受壓應(yīng)變εc>ε0，本試驗結(jié)果屬于第2種情況，按照第2種情況計算得出的屈服彎矩列于表4。計算值與試驗值的比平均為0.96，計算值與試驗值吻合較好。

3.5 極限荷載計算

梁內(nèi)縱筋全部屈服后，梁進入第3階段，其應(yīng)力、應(yīng)變分布如圖8所示。

圖8 極限狀態(tài)時梁截面應(yīng)力應(yīng)變分布圖Fig. 8 Distribution of stress and strain on the section at limit state

當(dāng)受壓區(qū)混凝土壓應(yīng)變達(dá)到極限壓應(yīng)變后，梁截面開始發(fā)生破壞；梁截面混凝土和HFRPC的應(yīng)力分布方程為：

(22)

表4 理論計算與試驗結(jié)果對比

為求出受壓區(qū)混凝土的壓應(yīng)力，需知道受壓混凝土應(yīng)力達(dá)到fc時的截面高度d，此時有：

(23)

據(jù)力的平衡條件∑N=0，將應(yīng)力、應(yīng)變表達(dá)式代入平衡方程中，經(jīng)化簡整理可求出梁達(dá)到極限荷載時梁的中和軸高度cu為：

(24)

再據(jù)力矩平衡∑M=0，化簡整理可得HFRPC加固梁的極限彎矩為：

(25)

由式(25)求得的梁極限荷載值列于表4，可見試驗值均大于理論計算值，相對誤差均在5%左右，計算值相對較準(zhǔn)確，所建立公式可用于預(yù)測HFRPC加固梁的極限承載力。

4 結(jié)論

1)使用HFRPC加固RC梁能夠有效提高梁的承載能力，經(jīng)加固后梁的承載力約為原混凝土梁2倍，當(dāng)梁產(chǎn)生較大撓度時仍可以保持較高承載力。

2)HFRPC加固層與原混凝土之間界面粘結(jié)良好，未發(fā)生脫離破壞。新舊混凝土界面采用鑿坑處理的效果優(yōu)于鑿溝處理方式，前者梁抗彎承載力較高，且峰值荷載后承載力下降較緩慢。

3)HFRPC中的高強鋼筋發(fā)生屈服，發(fā)揮了高強鋼筋的優(yōu)勢。

4)HFRPC加固層厚度由30mm增大到40mm，抗彎承載力提高約5%。HFRPC加固梁受彎過程中產(chǎn)生了較多細(xì)而密的小裂縫，而未加固梁的彎曲裂縫條數(shù)較少，寬度大。

5)建立了HFRPC加固混凝土梁抗彎承載力公式，理論計算值與試驗結(jié)果較吻合。

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Flexural performance of reinforced concrete beams reinforced with hybrid fiber reactive powder concrete

DENG Zongcai，ZHANG Wuchen

(Beijing Key Laboratory of Earthquake Engineering and Structural Retrofit, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China)

In order to study the retrofitting effects of hybrid fiber reinforced reactive powder concrete (HFRPC),the flexural behaviour of reinforced concrete (RC) beams reinforced with HFRPC was investigated by experiment and theory, then compared with reinforced concrete beams without retrofitting. Seven test beams were designed and made, one of which was not retrofitted, while the other 6 were retrofitted with HFRPC. The test variables include thickness of HFRPC, HFRPC and concrete interfacial bonding method, retrofitting fiber, and so on. The test results show that the reinforced concrete beam strengthened with HFRPC exhibits improved bearing capacity and decreased deformation. The HFRPC retrofitting layer bonds well with concrete, no debonding failure happens. While there are numerous cracks on the HFRPC reinforcement layer, crack width is significantly decreased.Gouged beams have larger bearing capacity than those with troughs. The superior performance of high-strength steel set in HFRPC is fully utilized. Beams with a 40 mm thickness retrofitting layer have larger capacity than 30 mm beams, about 5% better flexural performance. Adopting fiber cloth wraps to retrofit new and old concrete beams can effectively prevent crack propagation, and thus slowing down loss of ultimate load bearing capacity. Through theoretical analysis, a formula for the calculation of HFRPC beam crack load, yield load, and ultimate load is provided. Finally,the experimental results match well with the theoretical predictions.

reactive powder concrete; ultra-high performance concrete; hybrid fiber; retrofitting; sectional enlargement method; flexural performance;reinforced concrete

2014-04-21.

時間：2015-07-28.

國家自然科學(xué)基金資助項目(51378032)；教育部博士點基金資助項目(20131103110017)；北京自然科學(xué)基金資助項目(8142005).

鄧宗才(1961-)，男，教授，博士生導(dǎo)師.

鄧宗才，E-mail：Dengzc@bjut.edu.cn.

10.3969/jheu.201404065

TU375

A

1006-7043(2015)09-1199-07

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.U.20150728.1419.007.html