CFRP加固爆炸损伤UHTCC梁抗弯性能试验

刘蓝玉; 彭胜; 谢先启; 姚颖康; 何理; 陈翔; 贾永胜

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2503452

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (10) :4336-4343 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2503452

建筑科学

CFRP加固爆炸损伤UHTCC梁抗弯性能试验

刘蓝玉 ¹ ,
彭胜 ¹^,^* ,
谢先启 ² ,
姚颖康 ² ,
何理 ³ ,
陈翔 ² ,
贾永胜 ²

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Experiment on Flexural Performance of CFRP-reinforced Blast-damaged UHTCC Beams

LIU Lan-yu ¹ ,
PENG Sheng ¹^,^* ,
XIE Xian-qi ² ,
YAO Ying-kang ² ,
HE Li ³ ,
CHEN Xiang ² ,
JIA Yong-sheng ²

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摘要

为研究碳纤维增强复合材料(carbon fiber reinforced polymer,CFRP)加固爆炸损伤超高韧性水泥基复合材料(ultra high toughness cementitious composite,UHTCC)梁的抗弯性能,制备了7根不同纤维种类及箍筋间距的UHTCC梁。通过跨中接触爆炸损伤模拟(120 g乳化炸药)、CFRP加固与加固后四点弯曲试验,获取了试件破坏形态、荷载-挠度曲线及UHTCC和CFRP的应变演变规律。结果表明:随着箍筋间距增大,CFRP加固爆炸损伤UHTCC梁的破坏模式由弯曲破坏转变为剪压破坏;掺入纤维显著提升了梁的抗弯承载力(钢纤维提升幅度最大,达到11.68%),缩短了屈服平台;提高了UHTCC极限应变(钢纤维提升6.69%)和CFRP剥离应变(PE纤维提升7.73%),应变性能随箍筋间距增大而降低(钢纤维降幅最大达到46.40%);所建抗弯承载力计算模型与试验吻合良好。

Abstract

The flexural behavior of CFRP (carbon fiber reinforced polymer)-reinforced blast-damaged UHTCC (ultra high toughness cementitious composite) beams was investigated in this study. Seven UHTCC beams with different fiber types and stirrup spacings were prepared. The experimental procedure was conducted as follows: mid-span contact explosion simulation (using 120 g emulsion explosive), CFRP strengthening, and four-point bending tests. Through these tests, the failure modes, load-deflection relationships, and strain development in UHTCC and CFRP were systematically analyzed. The results indicate that the failure mode is shifted from flexural failure to shear-compression failure with the increase of stirrup spacing. The incorporation of fibers significantly improves the flexural capacity (with steel fibers exhibiting the highest enhancement of 11.68%), but the yielding stage is shortened simultaneously. In addition, fibers increase the ultimate strain of UHTCC (6.69% increase achieved by steel fibers) and the debonding strain of CFRP (7.73% increase achieved by PE fibers). However, the strain capacity is found to decline with larger stirrup spacings, and the most severe deterioration is observed in beams with steel fibers (reaching 46.40%). Finally, a proposed flexural capacity model is verified to agree well with the experimental data.

Graphical abstract

关键词

碳纤维增强复合材料 / 超高韧性水泥基复合材料 / 抗弯承载力 / 损伤加固

Key words

CFRP(carbon fiber reinforced polymer) / UHTCC(ultra high toughness cementitious composite) / flexural bearing capacity / damage reinforcement

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刘蓝玉, 彭胜, 谢先启, 姚颖康, 何理, 陈翔, 贾永胜. CFRP加固爆炸损伤UHTCC梁抗弯性能试验[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(10): 4336-4343 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2503452

LIU Lan-yu, PENG Sheng, XIE Xian-qi, YAO Ying-kang, HE Li, CHEN Xiang, JIA Yong-sheng. Experiment on Flexural Performance of CFRP-reinforced Blast-damaged UHTCC Beams[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(10): 4336-4343 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2503452

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超高韧性水泥基复合材料(ultra high toughness cementitious composite,UHTCC)是一种掺入了钢纤维(steel fiber,SF)、聚乙烯纤维(polyethylene fiber,PE)或聚乙烯醇纤维(polyvinyl alcohol fiber,PVA)的新型建筑材料^[1],具有良好的受力传力性能、吸能作用和桥连抗开裂效果^[2],在桥梁、建筑与地下工程等领域应用较多^[3]。爆炸是一种速度快、时间短促的瞬间化学作用,巨大的爆炸能量极易对梁结构造成不可逆的爆炸损伤,影响着楼房结构的使用寿命和住房人员的生命安全^[4]。

碳纤维增强复合材料(carbon fiber reinforced polymer,CFRP)是一种高效的工程结构加固技术^[5],现有研究已充分证实CFRP在混凝土结构加固领域的有效性:Obaid等^[6]通过CFRP加固预损伤RC梁的试验发现,CFRP不仅能显著恢复并提升RC梁的极限承载能力,还可有效增强其抗过早剪切破坏的性能;Özkılıç等^[7]针对玻璃纤维增强复合材料加固梁的抗剪性能研究进一步指出,箍筋间距是调控该类加固梁抗剪承载力的关键参数;雷真等^[8]证明了CFRP筋可有效提升钢筋混凝土梁抗弯效果;Cong等^[9]则基于试验数据与理论分析,建立了CFRP-ECC组合加固预损伤混凝土梁抗弯性能的数学预测模型,为该类加固结构的性能评估提供了量化工具。尽管中外已广泛探讨CFRP与UHTCC在结构加固领域的应用价值,但针对CFRP加固爆炸损伤UHTCC结构的试验及数值模拟仍较为匮乏。

为此,现通过四点弯曲试验,重点分析CFRP加固对爆炸损伤UHTCC梁的破坏模式、挠度演化及极限承载力的影响,旨在为爆炸损伤UHTCC结构的加固修复提供试验依据和理论支撑。

1 试验方法

1.1 试件设计和材料性能

以UHTCC梁的纤维掺入种类(钢纤维、PE纤维)和箍筋间距(100、150、200 mm)为试验变量。设计并制造7组UHTCC梁,根据《混凝土结构设计标准》(GB/T 50010—2010)^[10]设计尺寸均为1 600 mm×120 mm×200 mm,保护层厚度为20 mm,受拉侧和受压侧分别采用纵筋直径为14 mm和12 mm的HRB400钢筋,箍筋采用直径为8 mm的HRB300钢筋,试件配筋及几何尺寸如图1所示。

试件编号分别为E-100、PE-100、PE-150、PE-200、SF-100、SF-150和SF-200,其中,E、PE和SF分别表示不掺入纤维、掺入PE和钢纤维;100、150和200分别表示箍筋间距100、150、200 mm。

试验中采用P.O.42.5普通硅酸盐水泥、粉煤灰、石英砂、聚羧酸盐高效减水剂、自来水和纤维(体积掺量1.5%)制备C40强度等级的UHTCC^[1],具体配合比如表1所示。试验所用纤维由深圳市特力新材料科技有限公司生产,实测性能如表2所示。CFRP由周宁县火犇装饰材料经营部生产,型号为CJT-300级单向碳纤维布及配套环氧树脂,实测性能如表3所示。

试件浇筑前预留UHTCC材料制作标准立方体试块,养护28 d后进行立方体轴心抗压试验,测得E立方体轴心抗压强度为42.3 MPa,弹性模量为18.5 GPa;PE立方体轴心抗压强度为46.2 MPa,弹性模量为19.2GPa;SF立方体轴心抗压强度为54.5 MPa,弹性模量为19.8 GPa。

钢筋留样进行拉伸试验,测得12 mm直径钢筋屈服强度430.5 MPa,极限强度580.2 MPa;14 mm直径钢筋屈服强度426.4 MPa,极限强度576.5 MPa。

1.2 爆炸损伤模拟与CFRP加固

爆炸作用下,结构的破坏多表现为局部损伤,如混凝土剥落、爆坑形成、钢筋屈曲或断裂等,但这些损伤通常不会导致整体结构的完全失效。对于爆炸引起的中度损伤,结构仍具备一定的承载能力,但需修复加固以确保安全和耐久,因此基于既有爆炸损伤等级划分标准^[11-13],综合考虑爆坑深度和震塌厚度控制因素,最终确定试验参数为120 g乳化炸药、跨中表面接触爆炸,以控制炸药当量、爆源位置及高度。

爆炸损伤处理完成后,将UHTCC梁放置平地静制1 d,按照《混凝土结构耐久性修复与防护技术规程》(JGJ/T 259—2012)^[14]规定的工艺进行修复:剔除梁表面损伤部分,对露出的钢筋表面进行清洁,使用自来水冲洗干净梁表面,洗去灰尘,等待晾干,随后支模浇筑UHTCC进行修复并养护28 d,养护完成后将修复表面打磨平整,再使用环氧树脂胶浸渍好的CFRP粘贴,试件SF-200在爆炸中损伤严重,丧失修复可能性,其余6组修复完成。根据《混凝土结构加固设计规范》(GB 50367—2013)^[15]确定CFRP的加固面积与间距:首先,在梁底部粘贴120 mm×1 400 mm的双层CFRP抗弯条带以提高抗弯承载力;其次,在剪跨区和跨中区设置双层CFRP的U形箍,宽度和间距均为200 mm,以增强抗剪能力并抑制斜裂缝的发展。加固工艺流程严格遵循《纤维增强复合材料建设工程应用技术规范》(GB 50608—2010)^[16],在施工前需将梁的转角处打磨成半径不小于20 mm的圆弧,以避免应力集中现象。加固方案如图2所示。

1.3 加载方案及测点布置

为研究不同纤维掺入种类和箍筋间距对CFRP加固爆炸损伤UHTCC梁抗弯性能的影响,采用长柱试验机进行四点弯曲试验,加载示意图如图3所示,系统测量试件的承载力、挠度等关键参数的变化规律。试验加载过程严格分为预加载和正式加载两个阶段:预加载阶段以0.1 kN/s的速率缓慢施加荷载至10 kN并持荷1 min,以消除试件与支承装置间的初始间隙,随后缓慢卸载;正式加载阶段采用力控制模式以相同加载速率(0.1 kN/s)缓慢加载,直至试件出现CFRP剥离或受压区UHTCC压碎等现象为止。试验中,在梁顶跨中UHTCC表面(A1)及梁底跨中CFRP表面(A2)布置应变片,以同步监测加载过程中混凝土压应变和CFRP拉应变的变化规律。

2 结果与讨论

2.1 破坏现象

为了更清晰地分析各试件在四点弯曲试验下的破坏模式,绘制了如图4所示的试件破坏形态图。

(1)图4(a)所示为E-100的破坏形态,其在四点弯曲试验荷载作用下表现出显著的延性破坏特征,加载初期UHTCC材料与约束的CFRP布协同变形,且表面未显现明显损伤特征;随着荷载逐步增加,梁的纯弯段开始逐渐产生竖向的细密的小裂缝,梁开始进入带裂缝工作阶段,这些裂缝多沿修复材料与基体之间的界面延伸,同时爆炸所造成的梁内原有裂缝在荷载的作用下再次被激活,新旧裂缝相互贯穿并且迅速扩大形成局部应力集中带;当UHTCC的应变值超过1 400 με时,荷载临近峰值,随着CFRP应变突破4 000 με,伴随明显的变形加剧和清脆的剥离声响。最终,剪跨区的U形箍筋与底部抗弯条带发生整体剥离,受拉钢筋进入屈服阶段,随后受压区UHTCC破碎脱落,试件破坏。破坏过程中E-100呈现出类似于RC梁的适筋破坏形态过程,跨中区出现局部压溃,UHTCC碎片呈块状脱落。相较于正常的钢筋混凝土梁,损伤加固UHTCC梁的裂缝分布更加密集,破坏后的跨中损伤区残余完整性更低,这也说明了修复区与基体之间的界面粘结较为薄弱。

(2)如图4(b)和图4(c)所示,PE-100与SF-100试件的破坏形态表现出相似特征,且与E-100显著不同。在加载初期,UHTCC梁与CFRP布保持协同变形,试件表面未见明显损伤;但随着荷载递增,试件破坏特征呈现差异化演化轨迹;对于PE-100、SF-100:纯弯段初生的竖向细密裂缝在纤维桥连约束下沿基体损伤薄弱面延缓扩展,并逐步与基体原有裂缝交汇成局部应力锋面。当UHTCC应变值突破1 450 με,此刻PE-100与SF-100的荷载均接近峰值,随后PE-100和SF-100的CFRP应变先后突破4 000 με,此时纤维桥连体系的应力传递能力饱和,伴随着CFRP的剥离声,U形箍和底部抗弯条带整体性剥离,钢筋开始屈服,但受压区UHTCC材料并未至压碎阶段试件已沿修复区薄弱面发生脆性断裂,试件失效。

(3)图4(d)~图4(f)所示,PE-150、PE-200与SF-150的破坏形态具有相似性,三者均是由于斜截面承载力不足所导致的剪压破坏。随着荷载施加,梁的纯弯段首先产生竖向细小裂缝,随后弯剪区段也开始产生细小的斜裂缝,弯剪区段受拉边缘的细密裂缝受纤维桥连与底部抗弯条带的限制而呈现稳定扩展态,但在临界斜裂缝发展阶段,CFRP剪跨区U形箍逐渐剥离,此时仅靠梁本身提供斜截面承载力,随着荷载增加箍筋屈服后,斜裂缝迅速向上发展,剪压区高度迅速缩小,在接近峰值荷载时,剪压区的基体在正应力和剪应力作用下发生剪压破坏,底部CFRP抗弯条带也随之剥离,斜截面丧失承载力,构件失效,整体破坏呈现类似于RC梁剪压破坏形态。

2.2 荷载-挠度曲线分析

各试件的荷载-跨中挠度曲线如图5所示。由图5(a)可知,当箍筋间距为100 mm时,纤维掺入梁的承载力与刚度均较E-100有不同程度的提升,PE-100、SF-100的极限荷载相较于E-100分别提升了2.64%、11.68%,说明SF在提升承载力优于PE。比较图6(a)和图6(b)可知,当纤维掺入种类相同时,极限荷载PE-150较PE-100的减少14.91%,PE-200 较PE-100减少22.63%,SF-150较SF-100减少19.93%;说明SF试件抗弯承载力随箍筋间距减小的降幅大于PE试件。

由图5(a)可知,E-100曲线分为明显3个阶段:①弹性阶段,梁与CFRP协同工作直至梁发生开裂前,曲线呈现线性增长,说明梁处于弹性阶段;②裂缝发展阶段,此阶段荷载增长较为缓慢,在CFRP剥离与钢筋达到屈服前,荷载-挠度曲线仍有良好的线性关系,此阶段试件刚度较弹性阶段有所降低;③破坏阶段,随着荷载增加,试件挠度迅速增大,此阶段CFRP开始剥离,钢筋屈服,受压区UHTCC材料破碎。但试件PE-100、SF-100与E-100的曲线特征不同,PE-100与SF-100试件的荷载-挠度曲线呈现显著缩短的屈服平台,此现象源于爆炸作用引发的损伤效应:接触爆炸的超压作用不仅削弱了梁内钢筋的性能,同时在修补爆炸损伤的界面处理过程中,纤维增强UHTCC改性材料与受荷钢筋之间形成了力学性能薄弱区,这种复合损伤机制的协同作用,最终导致纤维掺入梁在屈服阶段反而较E-100出现屈服平台缩短现象。

由图5(b)可知,PE-150、PE-200及SF-150试件的荷载-挠度曲线整体呈现近似线性增长至极限荷载,随后即呈现脆性破坏特征。此现象归因于箍筋间距降低引发的斜截面抗剪强度衰减,叠加爆炸冲击造成的基体损伤效应。当箍筋约束能力下降,在荷载作用下梁内原有裂缝继续扩大损伤,与剪压区斜裂缝交汇即产生斜截面受剪破坏。

2.3 荷载-应变曲线分析

测点A1的荷载-应变曲线如图6所示,测点A2的荷载-应变曲线如图7所示。由图6(a)可见,纤维增强对UHTCC极限应变具有提升作用,与E-100相比,PE-100和SF-100的极限应变分别提高4.25%和6.69%。同时,图7(a)表明,CFRP剥离应变也有所改善,PE-100和SF-100较E-100分别提升7.73%和7.05%,显示纤维增强对材料变形能力具有一定改善效果。然而,随着箍筋间距增大,应变性能呈现明显劣化趋势,由图6可见,PE-150和PE-200的UHTCC极限应变较PE-100分别降低16.11%和41.78%;SF-150较SF-100降低33.18%;相应地,CFRP剥离应变表现为:PE-150和PE-200较PE-100分别降低40.81%和30.77%,SF-150较SF-100则降低了46.40%。这些数据表明,虽然纤维增强能在一定程度上改善材料变形能力,但其增益效果会随箍筋间距增大而急剧减弱。值得注意的是,SF试件在100 mm间距下的表现优于PE试件,但在较大间距条件下表现出更显著的性能退化。

在箍筋间距100 mm的试件中,UHTCC和CFRP的荷载-应变曲线斜率呈现SF-100>PE-100>E-100的规律。这一现象主要源于纤维弹性模量的差异:SF因其高弹性模量,能够更有效地传递荷载并约束基体变形,从而显著提升复合体系的整体刚度;而弹性模量较低的PE增强作用相对较弱,但仍优于E-100。这一规律表明,纤维的弹性模量是控制复合材料刚化行为的关键因素,其通过桥接裂纹和优化应力分布来影响结构的刚度响应,高模量纤维可更有效地提升体系的荷载传递效率。且由图7可知,各试件的CFRP在拉应变未达到 5 000 με 时剥离破坏,未达到其极限拉应变,说明外贴CFRP修复加固试件时强度未得到充分利用,因此在实际工程中要加强锚固措施,以防止CFRP过早发生剥离破坏。

2.4 抗弯承载力计算

为建立CFRP加固爆炸损伤UHTCC梁的抗弯承载力计算模型,采用以下假定^[9]:①加固损伤梁符合平截面假定;②不考虑受拉区UHTCC的作用;③纵向钢筋屈服量和极限状态下UHTCC发生应变硬化;④CFRP的应力-应变关系为线弹性关系。

基于规范^[15-17]可知CFRP加固爆炸损伤UHTCC梁的抗弯承载力由梁的爆后剩余承载力和CFRP加固承载力组成。彭芸等^[11]和师燕超等^[12]采用剩余承载力定义损伤度D=1-R_f/S,其中R_f为爆后承载力,S为设计承载力。中度损伤的损伤度(D)的定义范围为0.2~0.5,适用于常规爆炸荷载作用下的混凝土结构。试验中采用接触式爆炸加载方式,爆炸超压作用更为集中,导致UHTCC梁的损伤演化更为剧烈,且试件SF-200在爆炸损伤中破坏程度已至无法修复,结合试验中爆炸损伤现象选择损伤度,为更准确地反映极端爆炸条件下的结构损伤状态,在抗弯承载力模型建立中采用上限值(D=0.5)进行计算,以确保分析结果与试验观测相符。

UHTCC中纤维作用参考《纤维混凝土结构技术规程》(CECS 38—2004)^[17]中掺入钢纤维的计算方式。当梁底部CFRP发生剥离破坏时,CFRP未达到其极限拉应变,在进行抗弯承载力计算时,采用实测的CFRP剥离应变。

由静力平衡条件可得

(1)

$\begin{array}{l}(1-D)({a}_{1}{f}_{\mathrm{f}\mathrm{c}}bx+f\text{'}{}_{\mathrm{y}}A\text{'}{}_{\mathrm{s}}-{f}_{\mathrm{y}}{A}_{\mathrm{s}}-{f}_{\mathrm{f}\mathrm{t}\mathrm{u}}b{x}_{\mathrm{t}})=\\ {k}_{\mathrm{m}}{\epsilon }_{\mathrm{f}}{E}_{\mathrm{c}\mathrm{f}}{A}_{\mathrm{c}\mathrm{f}}\end{array}$

式(1)中:α₁为计算系数取1.0;f_fc为UHTCC轴心抗压强度,取实测值;b、x分别为梁截面宽度、UHTCC受压区高度;f'_y、 f_y、A'_s、A_s分别为截面受压钢筋抗压强度设计值、受拉钢筋抗拉强度设计值、抗压、抗拉钢筋截面积;f_ftu为受拉区UHTCC等效矩形应力图抗拉强度值,对试件E-100,此项取为0;x_t为UHTCC受拉区高度,x_t=h-x/β₁,其中β₁取0.8;k_m为CFRP加固厚度折减系数;ε_f为剥离应变实测值;E_cf为CFRP弹性模量;A_cf为受拉面上粘贴碳纤维片材的截面面积。

(2)

${f}_{\mathrm{f}\mathrm{t}\mathrm{u}}={f}_{\mathrm{t}}{\beta }_{\mathrm{t}\mathrm{u}}{\lambda }_{\mathrm{f}}$

式(2)中:f_t为混凝土轴向抗拉强度等级,取C40混凝土强度抗拉等级;β_tu为纤维对正截面混凝土抗拉作用影响系数,对于抗弯构件取1.3;λ_f为纤维含量特征值,PE纤维λ_f=4.5,钢纤维λ_f=0.975。

(3)

${k}_{\mathrm{m}}=1.16-\frac{{n}_{\mathrm{f}}{E}_{\mathrm{c}\mathrm{f}}{t}_{\mathrm{f}}}{308000}$

式(3)中:n_f为CFRP粘贴层数;t_f为每层CFRP厚度。

当x<2a时,对受压钢筋的合力点取力矩平衡条件,根据规范^[15-16]可得

(4)

$\begin{array}{l}M=(1-D)\left[{f}_{\mathrm{y}}{A}_{\mathrm{s}}\right({h}_{0}-a\text{'}\left)\right]+\\ {k}_{\mathrm{m}}{\epsilon }_{\mathrm{f}}{E}_{\mathrm{c}\mathrm{f}}{A}_{\mathrm{c}\mathrm{f}}(h-a\text{'})\end{array}$

极限荷载P_u公式为

(5)

${P}_{\mathrm{u}}=\frac{2M}{s}$

式中:a'为受压钢筋截面重心至UHTCC受压区边缘距离;M为CFRP加固修复爆炸UHTCC梁抗弯承载力;s为UHTCC梁上集中荷载作用点至支座距离。

表4对比了基于上述理论计算的正截面抗弯承载力与试验结果,结果表明:对于箍筋间距为 100 mm 的试件,由于其破坏模式表现为跨中纯弯段的正截面破坏,计算值与试验值吻合较好;然而,对于箍筋间距大于100 mm的试件,其破坏模式为斜截面承载力不足导致的斜截面破坏,且CFRP布的剥离主要由斜裂缝扩展所引发,因此当前理论公式并不适用于此类情况,后续研究需重点考虑斜截面承载力的影响。

3 结论

(1)四点弯曲试验表明,CFRP加固爆炸损伤UHTCC梁的破坏模式随箍筋间距增大由纯弯段弯曲破坏转为剪跨区剪压破坏;纤维掺入可提升抗弯承载力(其中SF效果最优增幅11.68%),但会显著缩短屈服平台;在掺入相同纤维时,承载力随箍筋间距增大而下降,SF试件降幅更明显。

(2)在相同箍筋间距下,掺入纤维可增强结构整体刚度,并提高试件的变形能力UHTCC极限应变(其中SF效果最优提升6.69%)和CFRP剥离应变(PE效果最优提升7.73%);但随着箍筋间距增大,两者的应变均明显下降(其中SF试件降幅更显著,达到46.40%);由于CFRP加固试件的强度未被充分利用,工程中需加强锚固措施以避免CFRP过早剥离破坏。

(3)所提出的CFRP加固爆炸损伤UHTCC梁抗弯承载力计算模型与试验结果吻合良好,能够较好地评估CFRP加固对损伤梁抗弯性能的改善效果。然而需要指出的是,基于损伤度推定梁的剩余承载力的方法主要依据爆炸后梁体的宏观损伤形态进行判断,该方法具有一定的经验性,其理论依据有待进一步深入研究和完善。

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