利用配有钢丝网的高性能树脂混凝土薄层（HTRCS）加固结构的技术是一种新型的加固技术^[1]。该技术能较好地解决目前国内外一些加固技术中存在的问题，如HTRCS加固层可以利用树脂混凝土的流动性来自动适应被加固结构的表面形状，对被加固结构表面的平整性要求不高，能解决目前外粘钢板加固技术^[2]和纤维增强材料（FRP）加固技术^[3]中常存在的由于加固材料未能紧密地贴合被加固结构表面而导致的过早的界面剥离破坏等问题；HTRCS加固材料通过利用树脂混凝土具有的早期强度发展快的特点，在加固结构后能在尽量短的时间内承受荷载，能解决目前增大截面法加固技术^[4]和纤维编织网增强混凝土薄层（TRC）加固技术^[5]中的普通混凝土的湿作业导致的施工周期长等问题。

已有的研究表明^[1]，HTRCS对钢筋混凝土（RC）梁桥等受弯结构的加固效果良好，并且树脂混凝土早期强度发展快，在24 h后能达到极限强度的80%以上（夏季试验），可以实现RC梁桥交通的快速恢复，但该加固技术对拱桥等受压结构的研究尚未见报道。为了进一步研究HTRCS用于RC拱桥等受压结构的加固效果，作者通过设计钢筋混凝土偏压柱试验，研究了在不同设计参数下HTRCS对偏压柱承载力的影响，为后续试验研究提供参考。

此外，考虑到偏压柱试验的破坏偏于脆性破坏，而目前偏压柱试验的加载方式大都采用压力机进行竖向加载^[6–7]，存在着一定的安全问题，作者提出一种新型的偏压柱试验加载装置，将偏压柱传统的竖向加载方式转化为水平加载方式，在不影响偏压柱受力状态的前提下，能较好地保证试验过程中的安全性。

1 试验研究 1.1 试件设计

刘德军等^[8]通过对不同偏心距的偏压柱的研究表明，对于偏心距较大的试件，其加固效果更好。基于以上认识，试验共设计8个大偏心（偏心距150 mm）的RC试件，如表1所示。

表1中，有6个试件使用HTRCS进行加固，且加固层厚度均为2 cm；其余2个试件为未加固试件，作为对比试件。未加固试件中，一个采用传统的竖向加载装置进行加载，另一个采用自主研发的加载装置进行加载，通过对比这两个试件的试验结果来分析自主研发装置的可行性；加固试件则均采用自主研发的装置进行加载。试件编号的规则是：第1个字母S为试件specimen的缩写；第2个字母表示加固位置，以T表示加固在受拉侧，C表示加固在受压侧，N表示未加固试件；第3个字母表示钢丝网的布置层数。如 “S-T-1”表示偏心距离为150 mm，加固层厚度为2 cm，加固在受拉侧，且只有一层钢丝网的加固试件。

8个试件的RC柱部分采用相同的截面尺寸和配筋情况，如图1所示。中间的混凝土部分截面尺寸为180 mm $ \times $ 250 mm，两端部分设计成截面尺寸为180 mm $ \times $ 400 mm的扩大端以便提供施加偏心荷载的空间；试件采用对称配筋方案，纵筋为4根直径为16 mm的HRB335钢筋，中间箍筋为间距200 mm的直径为6 mm的HPB235钢筋，并将扩大端处的箍筋加密以防止局部破坏。

1.2 材料性能 1.2.1 混凝土与钢筋

试件采用强度等级为C50的混凝土，测得浇筑偏压柱试件时预留的混凝土试块在28天龄期和试验时龄期的材料参数如表2所示。

纵筋和箍筋分别采用HRB335和HPB235，实测屈服强度分别为319和241 MPa；实测弹性模量分别为2.00 $ \times $ 10⁵和1.99 $ \times $ 10⁵ MPa。

1.2.2 树脂混凝土

试验采用的树脂混凝土由3种成分组成，如图2所示。结合强度、流动性和经济性等因素，可确定三种成分的质量比为主料A∶固化剂B∶骨料C=4∶1.16∶24.84。在自然环境养护条件下（冬季试验），不同龄期得到的树脂混凝土立方体抗压强度如图3所示。

由图3可知，所采用的树脂混凝土在自然环境条件下（冬季试验）养护5 d后，抗压强度能达到极限强度的80%以上。为了体现快速恢复交通的理念，试验中树脂混凝土龄期均取为5 d，相应的材料参数如表3所示。

1.2.3 钢丝网

采用孔径为2 cm $ \times $ 2 cm的钢丝网，钢丝直径为2 mm，如图4所示。实测钢丝的极限强度为1 114 MPa。

1.3 试验方法 1.3.1 加载装置

传统的偏压柱加载装置如图5（a）所示，采用1 000 t的压力机进行竖向加载，在试验过程中需要使用安全绳套在偏压柱试件上以防止试件破坏时发生倾倒。

自主研发的偏压柱加载装置采用水平加载的方式以减少传统的竖向加载方式中存在的安全性问题，如图5（b）所示。该装置利用可拆卸的局部承压钢板来实现装置的重复使用；通过横向限位螺栓来确保加载过程中千斤顶活塞只发生沿加载方向上的位移；通过设置两层摩擦系数很小的聚四氟乙烯薄板，并在两层薄板之间涂润滑剂来减少偏压柱与地面的摩擦，进而实现试件自由转动的目的。示意图如图5（c）所示。

1.3.2 加载程序

依照《混凝土结构试验方法标准》（GB 50152—2012）的要求^[9]，试验开始前，按照计算得到的试件开裂荷载的50%进行预加载，待消除结构之间的间隙、百分表等仪器均正常工作后才正式加载。正式加载采用单调分级加载方式，在达到承载力计算值90%以前，每级荷载按照极限荷载的10%递增，并在开裂荷载计算值附近细化加载等级；在达到承载力计算值90%以后，按照极限荷载的5%进行加载。每级荷载加载后保持10 min，待百分表读数稳定后方可读数，并采用裂缝宽度测试仪观测裂缝的宽度以及裂缝的发展情况。

1.4 破坏准则

根据《混凝土结构试验方法标准》（GB 50152—2012）的规定^[9]，当出现以下标志时即可认为试件已经达到了承载能力极限状态，并停止加载：受拉主筋处裂缝宽度达到1.50 mm；钢筋应变达到0.01；受拉主筋拉断；受压区混凝土发生压碎破坏。

1.5 试验结果 1.5.1 破坏形式

试件的破坏均发生在偏压柱跨中附近的位置，加固试件破坏时加固材料和混凝土之间均未发生界面剥离破坏。

对于未加固的试件S-N，当荷载增大到7.3 t附近时，出现第一条裂缝；随着荷载的进一步增大，裂缝在宽度和深度方向不断扩展，并陆续有新的裂缝出现；当荷载增加到接近40 t时，百分表指针旋转加快；破坏时受压区混凝土被压碎，受拉区钢筋屈服。

对于加固在受拉侧的试件S-T，随着钢丝网布置层数的增加，开裂荷载和极限荷载均有所增加，相比未加固试件S-N，开裂荷载可增大100%左右，见表4；试件S-T-1破坏时，钢丝全部被拉断，加固材料上的裂缝宽度较大且裂缝间距较大，破坏具有一定的脆性；试件S-T-2破坏时，只有少数几根钢丝被拉断，试件S-T-3破坏时，钢丝均未被拉断；试件S-T-2和S-T-3接近破坏时均能明显听见加固材料开裂所发出的连续的嘶嘶声，最终加固材料上的裂缝均表现为网状形。整体破坏形式和受拉侧裂缝分布情况如图6所示。

对于加固在受压侧的试件S-C，随着钢丝网布置层数的增加，开裂荷载和极限荷载均有所增加，但增加不大，见表4；随着钢丝网布置层数的增加，受拉侧混凝土的最大的裂缝宽度减小，但裂缝间的间距变化不大，如图7所示；试件S-C破坏时均偏于脆性，且没有听到材料开裂所发生的嘶嘶声，最终破坏时，受压侧加固材料被压碎。

1.5.2 荷载位移曲线

所加的荷载与试件跨中处侧向位移的关系曲线如图8所示。

对比试件S-N-0^*和S-N-0的荷载位移曲线可知，自主研发的偏压柱加载装置对试件的受力状态影响很小；在加载初期，试件S-N-0的刚度略大于试件S-N-0^*的刚度，分析原因，在加载初期，荷载较小，自主研发的加载装置和地面的摩擦对转动有一定的影响，随着荷载的进一步增大，加上自主研发装置采用的聚四氟乙烯板的作用，使得摩擦影响变得很小。

对于加固在受拉侧的试件S-T，承载力随着钢丝网的布置层数增大而提高，而随着钢丝网布置层数的进一步增大，承载力的提高趋于稳定；承载力对应的跨中处的位移随着钢丝网的布置层数增大而减小，但均大于未加固试件承载力对应的跨中处的位移；在加载初期，加固试件的刚度均比未加固试件偏低，分析原因，当荷载初始偏心距保持不变时，在试件的受拉侧加固会使得加固后的试件的荷载偏心距偏大，导致刚度偏低。

对于加固在受压侧的试件S-C，钢丝网的布置层数对承载力的影响不大；承载力对应的跨中处的位移随着钢丝网的布置层数增大而减小，且均小于未加固试件承载力对应的跨中处的位移；在加载初期，加固试件的刚度随着钢丝网布置层数的增大而提高，且均明显大于未加固试件的刚度。

对比加固试件S-T和S-C的承载力可知，当偏心距保持为150 mm时，加固在试件受压侧比加固在受拉侧对承载力的提高更明显。

2 有限元分析

运用大型通用有限元计算软件ABAQUS进行有限元分析，各模块定义如下。

2.1 材料本构

钢材等材料本构均采用简单弹塑性模型，对于没有明显屈服阶段的钢丝网，可取应变为0.2%时对应的强度为材料的屈服强度^[10]。

采用ABAQUS软件自带的损伤塑性模型来模拟混凝土材料，该模型能分别定义混凝土的受拉受压本构关系，并采用非关联塑性流动法则来描述混凝土不可恢复的变形，对混凝土刚度退化的模拟具有很强的适用性^[11]。混凝土的本构关系采用《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）中规定的本构关系^[12]，如图9所示。对于损伤因子的计算，已有的研究表明，文献[12]中所规定的损伤因子演化系数d_c并不是输入ABAQUS软件中的损伤因子D_c，而不同的损伤因子计算方法，Najar损伤理论具有更高的精度^[13]。本次建模采用Najar损伤理论计算损伤因子。混凝土材料参数按表2确定。

树脂混凝土材料本构采用5天龄期时实测的本构曲线，材料参数按表3确定。

2.2 单元划分

采用线性缩减积分单元C3D8R来模拟实体结构，C3D8R单元只在单元的中心有一个积分点，存在着沙漏现象而使得结构偏于柔软，需要划分较细的网格来克服沙漏问题^[11]；采用线性桁架单元T3D2来模拟钢筋和钢丝网等结构。

综合考虑计算精度和速度，采用全局网格划分，单元尺寸为20，共划分混凝土单元9 560个，树脂混凝土单元684个（加固层在受拉侧，厚度2 cm），桁架单元2 351个，如图10所示。

2.3 约束条件

由于试验过程中均未发现混凝土和加固材料之间的剥离破坏，本次模拟中加固材料和混凝土之间采用绑定约束；钢丝网和树脂混凝土以及钢筋和混凝土之间采用嵌入约束，该约束方法不考虑钢筋与混凝土之间的滑移，钢筋单元节点的位移由相邻混凝土单元节点的位移插值得到^[11]。

荷载通过点位移来施加，除了施加位移的方向，加载点的其余方向的自由度均不约束；铰支座通过线约束来模拟，约束其平动自由度，释放所有的转动自由度。

2.4 模型验证

以试件S-N-0和S-T-3为例，有限元计算得到的荷载位移曲线与实测曲线对比如图11所示。

试件S-T-3的破坏形式和有限元计算得到的损伤云图对比如图12所示。

可知，该有限元模型不但能较好地吻合试件实测的荷载位移曲线，而且能较好地反映出试件的破坏形式，验证了该模型的正确性。

2.5 参数分析

以试件S-T-1和S-C-1为例，进一步分析HTRCS中的关键参数加固层厚度和钢丝网布置层数等对不同加固位置的试件的承载力提高程度的影响，其中承载力提高程度均是指相对于未加固试件计算得到的承载力的提高百分比。

2.5.1 加固层厚度

不同的加固层厚度对承载力的提高程度的影响如图13所示。

可知，当加固在受拉侧时，增大加固层厚度对承载力的提高不明显，分析原因，对于加固在受拉侧的情况，承载力的提高主要受钢丝网的影响；当加固在受压侧时，增大加固层厚度对承载力的提高显著，且在一定范围内，承载力提高程度随加固层厚度的增大呈幂函数增长。

2.5.2 偏心距

不同的荷载偏心距对承载力的提高程度的影响如图14所示。

可知，当偏心距与柱截面沿偏心方向的长度的比值a较小时，加固效果不明显，分析原因，单侧的加固方式不能形成套箍作用，材料未充分发挥作用，对偏于轴压的受力状态的承载力提高不大；单侧加固对承载力提高程度的影响均随着比值a增大而呈多折线变化，比值a越大，加固在受拉侧对承载力提高程度越大，而加固在受压侧对承载力提高程度先增大后减小，当比值a达到0.7以上时，加固在受拉侧的增强效果优于加固在受压侧。

2.5.3 钢丝网布置层数

不同的钢丝网布置层数对承载力的提高程度的影响如图15所示。

可知，当不布置钢丝网时，加固在受拉侧对承载力影响不大，而加固在受压侧对承载力提高较为明显，分析原因，对于加固在受压侧的情况，承载力的提高主要受加固材料的影响；随着钢丝网布置层数的增大，加固在受拉侧对承载力提高程度迅速增大，而当钢丝网布置层数进一步增大时，加固在受拉侧对承载力提高程度趋于平缓；加固在受压侧对承载力提高程度随着钢丝网布置层数的增大而线性增大，但增大效果不明显。

3 结　论

基于自主研发的偏压柱加载装置，在试验的基础上结合有限元方法，分析了HTRCS对普通钢筋混凝土偏压柱的加固效果以及该自主研发装置的可行性，得出以下结论：

1）自主研发的偏压柱加载装置将传统的偏压柱竖向加载方式转变为水平加载，不但解决了试验过程中的安全性问题，而且能较好地反映出偏压柱的真实受力状态。

2）当钢丝网布置层数增大时，对于加固在受拉侧的试件，受拉侧裂缝由宽而稀变为窄而密；对于加固在受压侧的试件，受拉侧裂缝的宽度变小而间距变化不大。

3）当加固在受拉侧时，HTRCS中的树脂混凝土材料主要起粘结作用，承载力的提高主要受钢丝网的影响，但随着钢丝网布置层数的增大，承载力提高程度会趋于平缓。

4）当加固在受压侧时，钢丝网对承载力提高影响不大，承载力的提高主要受加固层厚度的影响，且在一定范围内，承载力提高程度随加固层厚度的增大呈幂函数增长。

5）单侧加固方式对承载力的提高程度均随着偏心距和柱截面沿偏心方向的长度的比值a增大而呈多折线变化，随着比值a的增大，加固在受拉侧的增强效果一直增加，而加固在受压侧的增强效果先增大后减弱；当比值a大于0.7时，加固在受拉侧的增强效果更好。