持荷-海洋环境耦合作用下CFRP网格箍筋增强混凝土梁的耐久性能试验

何 俊，刘泽普，吴 涛

(长安大学 建筑工程学院，陕西 西安 710061)

0 引 言

海洋环境中海水腐蚀钢筋混凝土梁，其外侧的钢箍筋更早地锈蚀，进而导致结构性能的退化，严重威胁着结构的服役安全和寿命[1]。碳纤维增强复合材料网格(以下简称CFRP网格)是将碳纤维浸渍于耐腐蚀性良好的树脂中形成的整体网格，它具有耐腐蚀性好、自重轻且整体性能较好的特点[2-6]。采用CFRP网格替代钢箍筋，能有效地增强混凝土结构的耐久性，提高服役寿命。因此，CFRP网格箍筋增强混凝土结构在海洋环境中将具有良好的应用前景[7-8]。

目前，对CFRP网格材料性能及CFRP网格箍筋增强混凝土结构的研究刚刚起步。李彪等[2]对海水浸泡与应力耦合作用下CFRP网格单肢拉伸力学性能进行了试验研究，结果表明CFRP网格在海水浸泡与应力耦合作用后，表面粗糙，颜色变深，破坏模式由拉断破坏转变为炸裂破坏。海水浸泡360 d后，应力水平为0，0.3fu和0.6fu(fu为抗拉极限强度)的CFRP网格抗拉强度保留率分别为89.8%，87.7%和79.8%，弹性模量保留率分别为96.4%，95.0%和92.9%。张儒成等[9]通过12根梁式试件对CFRP网格与混凝土之间黏结性能进行了试验研究，结果表明增加埋置长度会提高黏结刚度，在试验基础上提出了CFRP网格混凝土锚固长度的设计建议：当横向网格间距不超过50 mm时，锚固长度至少应为3倍横向网格间距或150 mm;横向网格间距超过100 mm时，建议采用至少2倍横向网格间距的锚固长度。李贺[10]对8根CFRP网格箍筋混凝土梁的抗剪性能进行了试验研究，发现影响其受剪承载力的因素与普通钢箍筋试件相同。试件受剪承载力随剪跨比的增大而减小，随配箍率的增加而增大。试件的破坏形态与普通钢箍筋混凝土试件相同。当剪跨比为1时试件发生斜压破坏，当剪跨比为2时试件发生剪压破坏，当剪跨比为3时试件发生斜拉破坏。CFRP网格箍筋混凝土梁内部发生破坏时，破坏位置一般发生在角部，其次在裂缝两侧混凝土发生相对移动时箍筋被剪断。邱红利等[11]对10根配置碳纤维复材网格箍筋混凝土梁进行了试验研究，发现混凝土梁发生斜压破坏时，箍筋发挥的贡献有限，抗剪承载力与其关系较小;发生剪压破坏时，配箍率越大，箍筋的网格尺寸越小，越能发挥出更高的强度，梁的抗剪承载力越高。

上述研究从CFRP网格材料性能到CFRP网格-混凝土的黏结性能，再到CFRP网格箍筋增强混凝土梁的试件性能，均进行了较为系统与全面的研究。但是在实际中，海工结构一方面要受海水浸泡作用，另一方面还受持续荷载作用(自重等)。因此，研究持荷-海水浸泡耦合作用下配置CFRP网格箍筋增强混凝土梁的耐久性能，具有很强的工程应用价值。目前尚未有相关文献对持荷-海洋环境耦合作用下CFRP网格箍筋增强混凝土的耐久性进行研究。

本文首先研究持荷与90 d的海水浸泡耦合过程中配置CFRP网格箍筋混凝土梁的徐变性能，然后研究耦合之后混凝土梁的剪切性能。本文耐久性试验研究为CFRP网格箍筋增强混凝土结构在海洋工程中的应用提供了数据支撑，具有重要的科学与工程意义。

1 试验概况

1.1 试件设计

表1 试件变量及编号Tab.1 Number and Variate of Specimens

1.2 材料性能

混凝土强度等级为C35。在浇筑试件的同时，制作尺寸为150 mm×150 mm×150 mm的立方体混凝土试块，用于测试试件混凝土的抗压强度。根据《混凝土结构试验方法标准》[12]，测得混凝土立方体抗压强度平均值为35.56 MPa。该试验在长安大学结构实验室完成。

混凝土梁的纵向钢筋均为直径16 mm的HRB500级带肋不锈钢筋。纵向钢筋采用不锈钢筋的原因是防止其被海水腐蚀，进而导致混凝土梁发生弯曲破坏。

CFRP网格由中冶建筑研究总院有限公司和南京诺尔泰复合材料设备制造有限公司共同研发和生产，网格的几何尺寸由网格间距(包括横向网格间距和纵向网格间距)、网格宽度、网格长度和网格截面面积组成，如图2(a)所示。CFRP网格实物图见图2(b)。本试验将网格裁剪为100 mm×200 mm的箍筋，如图1中1-1截面所示。CFRP网格箍筋横纵向网格间距为50 mm。网格宽度为2个横向间距，即100 mm。网格高度为4个纵向间距，即200 mm。本试验采用的CFRP网格箍筋为“3+2”型，“3”代表主受力方向的纵向网格纤维板层数，“2”代表次受力方向的横向网格纤维板层数，如图2(b)所示。CFRP网格箍筋力学性能见表2。由于CFRP属于线弹性材料，在设计中提供一定的安全储备，保证结构的安全，提出了有效强度的概念，它等于拉伸强度除以材料的分项系数。CFRP网格箍筋的有效强度为840 MPa。

表2 CFRP网格箍筋力学性能Tab.2 Mechanical Properties of CFRP Grid Stirrups

1.3 持荷-海水浸泡耦合装置

持荷-海水浸泡耦合装置由笔者团队自主设计，通过方钢管组装而成，如图3所示。装置的设计包括3点：①装置横向宽度b由不锈钢水槽宽度确定，不锈钢水槽又由混凝土梁的宽度c确定，b≥c+50 mm；②装置纵向长度，它是由混凝土梁加载时的跨度决定，装置纵向中心线长度等于混凝土梁加载时的跨度，即1 500 mm，这使得加载时梁的反力直接传递到装置上，避免不锈钢水槽受弯；③装置截面面积。装置纵向跨度较大，受弯时会产生较大的变形，将会影响装置的正常使用。因此，本装置截面设计的控制因素是装置上端的横梁。根据本试验所需的最大荷载，即48%Pu，采用3根方钢管叠放，可满足正常使用要求。

不锈钢水槽放置在反力架下部，将混凝土梁放置在水槽里，并注入人工模拟的海水，实现海水浸泡环境。在浸泡的同时，通过千斤顶实现持荷。千斤顶一端支撑在力传感器上，再通过力传感器将荷载传递给反力架上部。力的传感器能通过力显示器实时显示出力值。由于混凝土梁的徐变，会有一定程度的卸载，力值会有一定程度的降低。为了保证试验的精度，每天会调整千斤顶，确保荷载为预定的数值。千斤顶另一端支撑在分配梁上，再通过分配梁传递给混凝土梁。同时，在混凝土梁跨中安装千分表，测量混凝土梁的徐变。

1.4 梁受剪性能试验加载装置

在持荷-海水浸泡耦合环境作用下浸泡90 d后，对混凝土梁进行剪切试验，确定混凝土梁性能的变化，进而确定混凝土梁的短期耐久性能。

试验采用四点加载方式，剪跨400 mm，剪跨比2.05。应变片布置在沿着加载点和支座连线与箍筋相交的位置，采用对称贴片，测点布置如图4(a)所示。安装5个位移计，支座两端各1个，加载点两端各1个，混凝土梁跨中1个，见图4(b)。

试验采用的加载设备为3 000 t伺服压力试验机，见图4(c)。试验梁极限承载力为试验机量程的1%～2%，为提高测量精度，同时配备了100 t压力传感器。试验中荷载的取值均来自于压力传感器。

在正式加载前首先对试件进行预加载，检查试验仪器是否正常，检查试件安装是否正常。正式加载阶段采用分级加载制度，开始采用力控制的加载方式，以10 kN为一级进行加载，每级加载至指定荷载后持荷3 min，以便试验梁能够充分受力，记录试验数据。

2 试验结果及分析

2.1 徐变性能

B-3，B-4梁的不同在于B-3持荷为24%Pu，而B-4持荷为48%Pu。在荷载-海水浸泡作用下90 d，梁将会产生徐变。通过千分表读数获得B-3，B-4梁的徐变曲线，见图5。由于B-3，B-4梁的荷载不同，初始挠度不同。百分表的读数是从初始挠度完成后开始计数，即2根梁跨中挠度都是从0开始。

从图5可以看到，B-3梁从开始加载到7 d左右跨中挠度随着时间迅速增长。7 d之后，挠度随时间继续增大，但是增长率逐渐变缓。加载至21 d左右时，增长率趋于0，挠度不再随时间的增长而增大，恒定在0.25 mm；B-4梁从加载开始到7 d左右跨中挠度随着时间迅速增长。7 d之后到45 d左右挠度随时间逐渐增大。加载至45 d之后，挠度不再随时间增长，恒定在0.266 mm。这表明荷载-海水浸泡耦合作用下配置CFRP网格箍筋混凝土梁刚度随时间增长而降低，引起梁挠度增大。混凝土梁刚度降低的主要原因是受压区混凝土的收缩徐变、受拉区混凝土与CFRP网格箍筋之间的黏结-滑移及CFRP网格箍筋徐变等[13-16]。

比较B-3，B-4梁发现，在不同持荷水平下，荷载-挠度曲线的走势几乎完全一致。这表明持荷水平不影响徐变函数形状。区别在于，持荷24%Pu的B-3梁挠度在21 d达到稳定，且挠度值为0.25 mm；持荷48%Pu的B-4梁挠度在45 d达到稳定，且挠度值为0.266 mm。这表明持荷水平越高，挠度达到稳定时间越晚，挠度值越大。

2.2 剪切试验破坏过程

B-1梁为对比梁，内部配置CFRP网格箍筋，未被海水浸泡也未持荷。当荷载加载至105 kN时，纯弯段开始开裂，产生2，3条的细微裂缝，裂缝与试件底面垂直。继续加载，纯弯段处裂缝数量逐渐增多，并垂直试件底面不断向上发展，裂缝宽度逐渐增大；加载至140 kN时，剪弯段开始出现垂直裂缝；加载至175 kN时，剪弯段开始出现腹剪斜裂缝，裂缝位于加载点至支座连线方向的中部；继续加载，裂缝向加载点与支座两边逐渐延伸。斜裂缝宽度逐渐增大，形成主裂缝，主裂缝周围形成较多细小裂缝；当荷载接近极限承载力时，试件中产生微弱的CFRP网格脆裂的声音；荷载增加至262 kN时，试件砰的一声发生脆性破坏。试件斜裂缝突然增大，混凝土整体开裂并部分脱落，形成宽大裂缝区，见图6(a)。经上述分析可知，配置CFRP网格箍筋的混凝土梁呈现的是剪压破坏。拨开混凝土，发现破坏时CFRP网格并未断裂，而是在纵横交叉的节点处发生了较大的滑移，见图6(b)。

B-2梁内部配置CFRP网格箍筋，海水腐蚀浸泡90 d，未持荷。加载至85 kN时，纯弯段开裂，加载点对应的试件底部产生2，3条裂缝，裂缝与试件底面垂直；继续加载至105 kN时，纯弯段裂缝数量逐渐增多，并垂直试件底面不断向上延伸，裂缝宽度逐渐增大，同时剪弯段出现3，4条细小裂缝，在试件底部几乎与试件轴向垂直；加载至165 kN时，剪弯段出现腹剪斜裂缝，裂缝位于加载点至支座连线方向的中部，且裂缝随着加载从连线中部向连线两边逐渐延伸；荷载增加至287 kN时，试件砰的一声破坏，试件斜裂缝突然增大，混凝土整体开裂并未脱落，形成宽大裂缝区。试件呈剪压破坏，见图7。

B-3梁为海水腐蚀浸泡90 d且持荷24%Pu。加载至95 kN时，纯弯段开裂，加载点对应的试件底部产生2，3条细小的裂缝，裂缝与试件底面垂直；加载至150 kN时，纯弯段裂缝数量逐渐增多，垂直试件底面不断向上延伸，裂缝宽度逐渐增大，同时剪弯段出现3，4条细小裂缝，在试件底部几乎与试件轴向垂直；加载至235 kN时，剪弯段出现腹剪斜裂缝，裂缝位于加载点至支座连线方向的中部，且裂缝随着加载从连线中部向连线两边逐渐延伸；继续加载，剪弯段裂缝不断变宽，主裂缝角度约为45°，并且主裂缝周围细小裂缝增多，裂缝宽度变宽。荷载增加至324 kN时，试件砰的一声破坏，试件斜裂缝突然增大，混凝土整体开裂并未脱落，形成宽大裂缝区。试件破坏呈剪压破坏，见图8。

B-4梁为海水腐蚀浸泡90 d并持荷48%Pu。加载至135 kN时，纯弯段开裂，加载点对应的试件底部产生2，3条细小的裂缝，裂缝与试件底面垂直；继续加载至150 kN时，纯弯段裂缝数量逐渐增多，垂直试件底面不断向上延伸，裂缝宽度逐渐增大，同时剪弯段出现3，4条细小裂缝，在试件底部几乎与试件轴向垂直；加载至165 kN时，剪弯段出现腹剪斜裂缝，裂缝位于加载点至支座连线方向的中部，且裂缝随着加载从连线中部向连线两边逐渐延伸。荷载增加至325 kN时，试件砰的一声破坏，试件斜裂缝突然增大，混凝土整体开裂并未脱落，形成宽大裂缝区。试件破坏模式为剪压破坏，如图9所示。

通过上述分析可得到3个规律：

(1)4根梁破坏过程基本一致，首先是在纯弯段出现由弯曲产生垂直裂缝，其次在弯剪段产生垂直裂缝，然后在加载点与支座连线的中心产生斜裂缝，斜裂缝分别向加载点与支座延伸，最后形成贯穿斜裂缝试件破坏。

(2)4根梁破坏模式均为剪压破坏。这是由于4根梁的剪跨比均为2.05。

(3)4根梁破坏时均为脆性破坏，达到极限荷载前并未有任何预兆。

因此，海水浸泡与荷载的作用不影响配置CFRP网格箍筋混凝土梁斜截面的破坏过程与破坏模式。

2.3 极限承载力分析

通过100 t压力传感器的读数可以得到B-1～B-4梁的极限承载力，见表3。

表3 试件极限承载力Tab.3 Ultimate Bearing Capacity of Specimen

B-1与B-2混凝土梁均未持荷，区别在于B-1未经过海水浸泡，而B-2经过海水浸泡90 d。比较两者极限承载力发现，经过90 d海水浸泡后，极限承载力提高了10%。这是由于混凝土短期浸泡在海水中，水化作用得到了进一步发展，提高了混凝土抗压强度[17-20]。

B-2，B-3与B-4混凝土梁均经过90 d海水浸泡，区别在于持荷水平不一致，B-2持荷0，B-3持荷24%Pu，B-4持荷48%Pu。比较B-2与B-3发现，持荷的混凝土梁(B-3)比未持荷(B-2)的极限承载力高12.6%。这是由于持荷能提高CFRP网格箍筋的弹性模量，进而提高CFRP网格箍筋混凝土梁的抗剪承载力。比较B-3与B-4发现，持荷水平高(B-4)的混凝土梁极限承载力与持荷水平低(B-3)的混凝土梁极限承载力基本一致。

2.4 荷载-跨中挠度关系

根据压力传感器与位移计的读数，可获得4根配置CFRP网格箍筋混凝土梁的荷载-跨中挠度曲线，如图10所示。可以看到，CFRP网格箍筋混凝土梁的荷载-跨中挠度关系曲线大致可以分为3个阶段：①高刚度线性阶段，从加载开始到垂直裂缝开展之前，跨中挠度随着荷载的增大呈线性增大，CFRP网格箍筋混凝土梁在开裂之前基本上处于弹性工作状态，因此其荷载-跨中挠度关系在此阶段呈线性发展趋势；②低刚度线性阶段，在开裂荷载附近，有明显的斜率变化，因此将开裂荷载作为第二阶段的开始，可以看到在该阶段，其斜率小于第一阶段斜率(初始刚度)，跨中挠度仍随荷载呈线性增长，故称为低刚度线性阶段，这是由于混凝土梁开裂后，部分混凝土退出工作，混凝土梁的刚度降低；③下降阶段，当荷载达到极限荷载时，CFRP网格箍筋未拉断，受压区混凝土逐渐被压碎，直至CFRP网格箍筋节点处发生较大滑移破坏，混凝土梁不再承受荷载，CFRP网格箍筋混凝土梁具有较大的下降段。

比较B-1与B-2可以发现，B-1与B-2的初始刚度基本一致。这表明海水浸泡90 d不影响配置CFRP网格箍筋混凝土梁的初始刚度。

比较B-2，B-3与B-4可以发现，B-4的初始刚度最大，B-3次之，B-2初始刚度最小。这表明持荷等级对配置CFRP网格箍筋混凝土的初始刚度有较大影响。随着持荷等级的增大，混凝土梁的初始刚度变大。这是由于持荷作用时，混凝土发生收缩徐变，使得混凝土内部更加紧密，单位荷载作用时混凝土梁的变形减小，即初始刚度变大。

3 结 语

(1)在不同持载水平下，荷载-跨中挠度曲线的走势几乎完全一致。持荷24%Pu的B-3梁挠度在21 d达到稳定，且挠度值为0.25 mm；持荷48%Pu的B-4梁挠度在45 d达到稳定，且挠度值为0.266 mm。这表明持荷水平越高，挠度达到稳定时间越晚，挠度值越大。

(2)剪跨比λ=2.05时，配置CFRP网格箍筋混凝土梁的破坏模式均为剪压破坏。海水浸泡与持荷不改变其破坏模式。

(3)经过90 d海水浸泡后，配置CFRP网格箍筋混凝土梁极限承载力提高了10%。持荷的混凝土梁比未持荷的极限承载力高12.6%。持荷水平的高低不影响混凝土梁的极限承载力。

(4)海水浸泡不影响配置CFRP网格箍筋混凝土梁初始刚度，但是随着持荷等级的增大，混凝土梁的初始刚度增大。