我国砌体结构的发展已有多年历史,砌体结构应用十分广泛,对一些老旧和受损的砌体结构进行加固已然成为我国建筑领域发展的一个重要方向。砌体结构的加固以往多采用灌浆法、钢筋网水泥砂浆抹面法、增设圈梁、构造柱法等,这些传统方法施工周期长且大多会增加结构自重和体积;表面粘贴纤维增强聚合物(fiber reinforced polymer,FRP)是目前较常用的砌体加固方法,但该方法造价高且耐久性和耐高温性能差,不适合在低温潮湿环境下施工 ^[1,2]。纤维编织网增强混凝土(textile reinforced concrete, TRC)是指以精细混凝土为基体,配设不同种类的纤维编织网所构成的一种复合材料,具有高强、轻质、造价低、耐久性好、耐高温和耐火性能好等优点 ^[3]。近年来,TRC在混凝土结构的加固领域中得到了广泛应用,呈现出了明显的优势。众多国内外科研工作者对TRC加固混凝土结构的抗压承载力进行了研究,如薛亚东 ^[4]、Colajanni P ^[5]和Ombres L ^[6]等研究了TRC约束混凝土柱的轴压性能并提出了承载力计算方法;Trapko T ^[7]等研究了纤维编织网层数、纤维布置方向等因素对TRC加固效果的影响。以上研究表明:TRC可对柱形成有效的约束作用,柱的侧向变形受到限制,使其由单轴受力状态变为三向受力状态,从而可提高柱的轴压承载力。

　　 目前,较混凝土结构而言,尚缺少TRC在加固受损砌体结构方面的研究。本文利用TRC对受损砖柱进行了加固,通过轴心受压试验分析了纤维编织网层数、表面粘砂、搭接长度及TRC基体改性等因素对加固效果的影响,并给出了TRC加固受损砖柱的轴压承载力计算方法,以期为工程应用提供依据。

　　 试验所用纤维编织网为由经纬两向玄武岩纤维束按一定编织工艺形成的玄武岩纤维编织网,实测纤维编织网网孔尺寸为6.5mm×6.5mm,如图1所示。实测纤维编织网力学性能参数如表1所示。

　　 TRC基体为一种高性能细骨料混凝土,即精细混凝土,其配合比如表2所示。实测精细混凝土28d抗压强度为52MPa。所用短切PVA纤维物理性能参数如表3所示。

　　 加固柱为6根尺寸为240mm×370mm×1 500mm的黏土砖柱,加固前柱已受损,且受损程度基本一致,损伤裂缝都分布在柱上端1/3高度区域内,如图2所示。根据柱的受损情况,用TRC仅对柱上端1/3高度损伤区域进行加固,加固前对砖柱表面进行清理,以确保TRC加固层与砖柱有可靠的粘结,加固示意图及加固方式见图3和表4。其中试件Z3和Z4对纤维编织网表面进行了粘砂处理,方法为:试验前,在纤维编织网上均匀地涂刷一层薄薄的环氧树脂胶,然后在其两面抛洒粒径为0～0.6mm的细砂,直至在纤维表面形成一层薄而均匀的细砂层。为减小砖柱受压过程中角部产生的应力集中对加固层的影响,加固前对砖柱加固区域进行倒角处理,倒角半径r=15mm。

　　 试验在5 000kN电液伺服压力试验机上进行,砖柱顶部用细砂找平。为监测TRC加固层的横向应变,在砖柱两长边侧面的加固层中部表面各横向粘贴一道混凝土应变片。加载制度按《砌体基本力学性能试验方法标准》(GB/T 50129—2011)执行,试验前先进行预加载,检查仪表的灵敏性和安装的牢固性后,再进行分级加载,每级荷载20kN,并保证在1～1.5min内均匀加载完毕,持荷1～2min后施加下一级荷载。当砖柱表面的裂缝贯穿TRC加固层延伸至砖柱未加固区域或因TRC加固层破坏而丧失对柱的约束作用时认为砖柱发生破坏,停止加载。

　　 加载初期,轴压荷载较小,砖柱仅有很小的横向变形,TRC作为一种被动约束,其约束作用不明显。随着荷载的增加,砖柱的横向变形受到TRC加固层的约束,加固层表面开始出现肉眼可见的细小裂缝。由于加固前砖柱已受损,其内部会有初始裂缝,这些初始裂缝会在加固砖柱受压时率先进一步开展,加固层表面呈现出数条自上而下不断扩展的竖向裂缝。同时,砖柱因加固前受损会产生一定的初始变形,经TRC环箍约束后,加固砖柱的变形能力进一步得到提升,TRC加固层的约束作用也随砖柱横向变形的增大而增强。加固砖柱裂缝发展的中后期,TRC加固层中不断发出连续的砖柱受压开裂声和纤维编织网断裂声,当裂缝逐渐发展形成贯穿加固层的竖向主裂缝或加固层开裂丧失约束作用时,砖柱达到极限状态,峰值荷载即为极限荷载。

　　 加固柱的最终破坏形式可分为两类:第Ⅰ类为在原有裂缝的基础上发展形成贯穿加固层的主裂缝,并向下延伸至未加固区域;Z1,Z2,Z4,Z6柱为第Ⅰ类破坏,其中Z6柱产生的裂缝较细密,主裂缝宽度也相对较小。第Ⅱ类为加固层角部因应力集中过早开裂,失去对砖柱的约束作用而发生破坏;Z3,Z5柱为第Ⅱ类破坏。图4为试件的两种破坏模式。

　　 抗压强度试验结果如表5所示,图5为不同加固影响因素下荷载提高幅度柱形图。

　　 图6为不同因素下试件的荷载-应变曲线。曲线可分为三个阶段:1)线性阶段:该阶段试件处于弹性工作阶段,砖柱受压产生的横向变形较小,荷载-应变曲线基本呈线性,TRC加固层与砖柱变形相协调。2)裂缝增长阶段:该阶段为裂缝发展阶段,试件受压产生的横向变形逐渐增大,相应加固层的横向应变也逐渐增大,荷载-应变曲线斜率开始变小,TRC加固层的被动约束作用逐渐增强。3)破坏阶段:该阶段荷载增长较小,主要是裂缝的快速扩展,当裂缝扩展到一定程度时试件破坏。

　　 由表5及图5(a)可知,Z2柱的极限承载力提高幅度为45.8%,大于Z1柱的31.0%;图6(a)表明,在Z1柱破坏之前,二者荷载-应变曲线基本重合,但Z2柱极限应变要大于Z1柱。这是因为TRC能对砖柱形成有效的横向约束,限制其横向变形,纤维编织网层数越多,TRC的约束能力越强,约束效果越明显。文献[8]研究结果表明,当纤维加固层数达到一定值后,加固试件的破坏形式将发生改变,继续增加纤维层数对加固效果的提升作用不明显。因此仅在一定范围内,TRC对砖柱极限承载力和变形能力的提升作用随编织网层数的增加而逐渐增大。

　　 由试验结果(表5和图5(b))可知,Z4柱和Z2柱的开裂荷载提高率分别为33.3%和26.8%,表明纤维编织网表面粘砂可以进一步提高加固层的限裂能力。这是因为纤维编织网表面粘砂后,纤维束的粗糙度增大,纤维网与精细混凝土之间的机械咬合力得到提高,使得两者之间有更好的粘结作用,加固层内的应力可以有效传递,从而增强了TRC加固层的限裂能力,提高了开裂荷载,但对极限荷载和极限应变的提高影响较小。而Z3柱的破坏是由于砖柱角部产生的应力集中,使得加固层角部过早产生了开裂,因此其开裂荷载提高率较小。

　　 由试验结果(表5和图5(c))可知,Z1柱和Z5柱的开裂荷载提高率和极限荷载提高率基本相同,且两组试件的荷载-应变曲线(图6(c))基本重合,表明纤维网搭接长度对TRC的加固效果基本无影响。此外,Z5柱的破坏是由于砖柱角部的应力集中而使得加固层中的编织网断裂,而在纤维编织网搭接处并未发现滑移或破坏,表明搭接长度1.0b已能满足锚固要求。

　　 由图6(d)可知,Z6柱的极限应变远远大于Z1柱;由表5和图5(d)可知,Z6柱和Z1柱的开裂荷载提高率分别为58.1%和25.6%,极限荷载提高率分别为39.5%和31.0%,表明基体中掺加短切PVA纤维能进一步提升TRC的加固效果。短切PVA纤维的加入,改善了纤维编织网和基体之间的界面粘结性能,减少了TRC基体混凝土内由于温度变化、收缩等原因产生的微裂纹,进而延缓了裂缝的产生。当加固层受力时,乱向分布的短切PVA纤维在基体内部会形成多条传力路径,减小了基体内部的应力集中,使其内部的应力分布更加均匀,从而使得砖柱的限裂能力和承载能力得到提高。加固层开裂后,短切PVA纤维可以在裂缝处发挥“桥联”作用,降低裂缝尖端处的应力集中,延缓裂缝发展,并在一定范围内横跨裂缝,继续承受和传递荷载,使得砖柱的承载力和变形能力得到提高。

　　 参考文献[9],TRC加固受损砖柱轴压承载力计算作如下假定:1)TRC加固层主要对砖柱起环箍约束作用而不承担轴向压力;2)当加固层开裂后,TRC基体混凝土退出工作,由纤维编织网继续约束砖柱直至破坏,而纤维编织网的约束作用主要由经向纤维束承担,故计算时仅考虑经向纤维的约束作用;3)加固砖柱截面上存在有效约束区和非有效约束区,计算时忽略非有效约束区的约束效应;4)加固砖柱破坏时,纤维编织网被拉断。

　　 根据上述假定,可建立TRC加固受损砖柱的轴压极限承载力计算公式:

　　 ${\rm N}{}_{\text{u}}=\phi f{}_{\text{c}\text{c}}A(1)$

　　 式中:N_u为砖柱的极限承载力,kN;φ为高厚比和偏心距影响系数,对于本文试验砖柱φ=1;f_cc为约束砖柱的极限抗压强度,MPa;A为砖柱的横截面面积,mm²。

　　 轴压作用下,砖柱长边和短边会产生不均匀的横向膨胀变形,而TRC的抗弯刚度较小,对砖柱的侧向约束作用比较小,如图7(a)所示。在砖柱四个角部,TRC受到长边和短边两互相垂直的拉力作用,其合力在砖柱角部附近形成明显的应力集中现象,此处加固层提供较强的约束作用。加固试件横截面内的TRC横向应力分布如图7(b)所示。根据应力分布的特点,砖柱横截面可分为有效约束区和非有效约束区,有效约束区内砖柱受加固层的约束作用而处于三向受压应力状态,使得砖柱轴压性能得到显著提高;而在非有效约束区内,加固层难以约束砖柱受压产生的膨胀变形,使得该区域内砖柱近似处于双向受压应力状态,对砖柱轴压性能的提升作用较小。有效约束区与非有效约束区的划分如图8所示。

　　 参考文献[10],假定砖柱横截面上两约束区之间的交界线为一条标准抛物线(图8),抛物线的焦点分别为砖柱截面长边和短边的中点。根据纤维编织网的约束作用,加固砖柱在两相邻经向纤维束的中间位置处存在薄弱截面(图9中L-L截面),假定砖柱纵向有效与非有效约束区交界线同样为一标准抛物线,抛物线的起始切线角度为45°,则非有效约束区面积A_n为:

　　 $\begin{array}{l}A{}_{\text{n}}=\frac{(a-0.5h-2r){}^2+(b-0.5h-2r){}^2}{3}+\\ 0.5h(a+b)-0.25h{}^2(2\text{a})\end{array}$

　　 式中:a和b分别为柱横截面的长度和宽度;r为倒角半径;h为纤维束间距。

　　 有效约束区面积A_e为:

　　 $A{}_{\text{e}}=A-A{}_{\text{n}}(2\text{b})$

　　 由图7知,TRC对矩形截面砖柱提供的约束作用并不均匀,为简化计算,可将此不均匀约束等效为均匀约束,如图10所示。假设试件破坏时纤维束达到极限抗拉强度,则:

　　 $\begin{array}{l}\sigma {}_1=\frac{2mA{}_{\text{s}}f{}_{\text{s}}}{ah}(3\text{a})\\ \sigma {}_2=\frac{2mA{}_{\text{s}}f{}_{\text{s}}}{bh}(3\text{b})\\ \sigma =\frac{\sigma {}_1+\sigma {}_2}{2}=\frac{(a+b)mA{}_{\text{s}}f{}_{\text{s}}}{abh}(3\text{c})\end{array}$

　　 式中:m为纤维编织网层数; f_s为经向纤维束极限抗拉强度;A_s为经向纤维束理论面积;σ₁为长边方向平均约束压应力;σ₂为短边方向平均约束压应力;σ为平均约束压应力。

　　 TRC加固层中,TRC约束截面包括有效约束区和非有效约束区,由于非有效约束区的存在,将平均约束压应力σ等效为等效约束压应力f₁:

　　 $f{}_1=\frac{A{}_{\text{e}}}{A}\sigma (4)$

　　 式中A_e为砖柱有效约束区面积。

　　 根据约束混凝土柱极限抗压强度计算公式 ^[9,10],约束砖柱的极限抗压强度f_cc的计算公式如下:

　　 $\frac{f{}_{\text{c}\text{c}}}{f{}_{\text{c}\text{o}}}=1+\lambda \frac{f{}_1}{f{}_{\text{c}\text{o}}}(5)$

　　 式中:λ为TRC约束应力有效系数;f_co为未加固砖柱的极限抗压强度。

　　 式(5)中λ的取值与侧向约束压应力有关 ^[10],由表5试验结果分析可知:TRC基体加入短切PVA纤维对极限荷载有影响,故仅对Z1,Z2,Z3,Z4,Z5柱试验数据进行回归分析,结果如下:

　　 $\lambda =2.78\left(\frac{f{}_1}{f{}_{\text{c}\text{o}}}\right){}^{-0.36}(6)$

　　 将式(4)、式(6)代入式(5),得TRC约束砖柱的极限抗压强度公式为:

　　 $\frac{f{}_{\text{c}\text{c}}}{f{}_{\text{c}\text{o}}}=1+2.78\left[\frac{A{}_{\text{e}}(a+b)mA{}_{\text{s}}f{}_{\text{s}}}{a{}^{2}b{}^{2}hf{}_{\text{c}\text{o}}}\right]{}^{-0.64}(7)$

　　 将上述计算结果与试验结果进行对比(表6),发现两者吻合较好,表明所用计算模型较为理想。

　　 (1)TRC能对受损砖柱起到有效的侧向约束作用,进而提高砖柱的开裂荷载和极限荷载;一定范围内,TRC加固效果随纤维编织网层数的增加而增强。

　　 (2)在纤维编织网表面粘砂可以进一步提高加固层的限裂能力,从而提高砖柱的开裂荷载,但对砖柱极限荷载的提高作用不明显。

　　 (3)纤维编织网的搭接长度对TRC加固效果影响不大,考虑经济因素,搭接长度可取1.0b。

　　 (4)TRC基体经短切PVA纤维改性处理后,可较大程度提高砖柱的开裂荷载和极限荷载,砖柱最终破坏形态也得到了改善。

　　 (5)参考TRC加固混凝土柱的计算方法,给出了TRC约束受损砖柱的轴压承载力计算公式,计算结果与试验结果吻合较好。