图1 双剪试件示意图/mm
Fig.1 Schematic diagram of double shear specimen
纤维编织网增强砂浆(Textile Reinforced Mortar，简称TRM，也称纤维编织网增强精细混凝土)是一种采用耐碱纤维编织网增强砂浆制得的新型建筑复合材料，常用于混凝土或砌体结构加固[1－3]。近年来国内外学者对TRM加固混凝土或砌体结构构件(如混凝土梁[4]、板[5]、柱[6]、节点[7]、隧道衬砌[8]和砌体墙[2])的力学性能开展了诸多研究。结果表明，虽然TRM的加固效果不如相同条件下 FRP (Fiber Reinforced Polymer)加固的，但TRM加固也能有效增加构件的刚度、开裂荷载和承载力，且与传统的FRP材料相比，TRM具有更优的耐高温性能、耐久性和经济性，并适用于潮湿环境下的修复加固[2－3]，因此TRM加固被认为是一种非常有发展前景的结构加固方法。
TRM 采用的砂浆通常为高性能水泥砂浆或聚合物改性水泥砂浆。水泥生产能耗较高，且二氧化碳排放量大，一直以来学术界和工程界都在寻找水泥的替代产品。地聚物是一种非水泥基绿色胶凝材料，其原材料主要为工业废渣(如粉煤灰、矿渣等)或煅烧温度较低的偏高岭土，生产过程中二氧化碳的排放量和能耗较水泥大大降低[9]，且地聚物力学性能优异，耐高温、耐酸碱腐蚀，因此被视为最具潜力的水泥替代物之一[10]。
本文以地聚物砂浆替代TRM中的水泥基砂浆，提出采用纤维编织网增强地聚物砂浆(Textile Reinforced Geopolymer Mortar，简称 TRGM)对钢筋混凝土构件进行加固。地聚物砂浆与混凝土及纤维编织网的粘结性能是影响 TRGM 加固效果的关键因素。作者前期对地聚物砂浆与混凝土基体的粘结性能进行了试验研究[11]，研究结果表明，相比于普通水泥砂浆或聚合物改性水泥砂浆，地聚物砂浆与混凝土基体的常温和高温粘结性能更为优异。本文在前期研究基础上，首先通过双剪试验考察地聚物砂浆与碳纤维编织网在常温下和高温后的粘结性能，然后开展TRGM抗剪加固钢筋混凝土梁的静载试验和承载力分析，探讨TRGM加固钢筋混凝土构件的可行性。
采用双剪试验研究纤维编织网与地聚物砂浆的界面粘结性能，双剪试件的形状及尺寸如图1所示。试验考察了粘结长度、测试温度及表层地聚物砂浆厚度对纤维编织网-地聚物砂浆粘结强度的影响，共制作了12组总计36个双剪试件。对于粘结长度l，采用Chen and Teng模型[12]初步预测地聚物砂浆的有效粘结长度le=74 mm，故试验中l选取50 mm、70 mm和90 mm三个值；对于测试温度t，由于温度高于400 ℃后纤维编织网会被氧化，强度降低导致纤维编织网被拉断，因而不能测得纤维编织网与地聚物砂浆之间的粘结强度，故测试温度最高仅至 400 ℃，t取 25 ℃、100 ℃、200 ℃、300 ℃和400 ℃五个值；此外，纤维编织网-地聚物砂浆的高温后粘结强度与表层砂浆厚度c有关，试验选取5 mm和10 mm两个厚度值进行测试。
图1 双剪试件示意图/mm
Fig.1 Schematic diagram of double shear specimen
制作试件时，首先浇筑 70 mm×100 mm×150 mm的素混凝土试块作为基体，标准养护28 d后去除基体粘结面上的水泥浆薄层，并在其表面浇水，待湿水饱和面干后在基体表面涂抹1层2 mm～3 mm厚的地聚物砂浆作为底胶，然后粘贴预先裁剪好的纤维编织网，最后在纤维编织网表面涂抹1层5 mm或10 mm厚的地聚物砂浆作为保护层。待地聚物砂浆终凝后，采用同样的方法粘贴基体另一面的纤维编织网。由于地聚物砂浆早期强度高，7 d强度已基本稳定，因此将试件表面覆盖薄膜标准养护 7 d后进行加载试验或高温受热。
混凝土基体各组分的质量比为水泥∶水∶砂∶石=1∶0.49∶1.6∶3.4，28 d实测抗压强度为30.2 MPa。地聚物砂浆各组分的质量比为水∶胶∶砂=0.45∶1∶3 (“胶”指的是偏高岭土-粉煤灰的混合物及钾水玻璃溶液中的溶质，地聚物砂浆的配制方法详见文献[11])，标准养护7 d后的实测抗压强度为49.4 MPa。试验采用的双向碳纤维编织网由韩国晓星公司生产的碳纤维束编织而成，单束纤维宽4 mm，厚 0.111 mm，纤维束中心距 10 mm。根据GB/T 3362－2005《碳纤维复丝拉伸性能试验方法》[13]实测碳纤维束抗拉强度、弹性模量和断裂伸长率，结果见表 1，纤维编织网两个正交方向的纤维束材料性能相同。
表1 碳纤维束力学性能
Table 1 Mechanical properties of carbon fiber tow
纤维类型 抗拉强度/MPa 弹性模量/GPa 断裂伸长率/(%)H2550 4766 243 1.83
采用自制夹具将双剪试件固定在量程为 200 kN的UTM5205电子万能试验机上，以2 mm/min的速度对试件进行拉伸，试验装置如图2所示。对需要进行高温处理的试件，首先采用防火棉包裹外露的纤维编织网，然后将试件放入智能箱式电阻炉内进行加热，以5 ℃/min的升温速度加热到目标温度后恒温60 min，再自然冷却至室温，接着按常温下的试验方法进行高温后的拉伸试验。
图2 双剪试验装置
Fig.2 Test apparatus for double shear tests
常温下纤维编织网-地聚物砂浆双剪试件的破坏模式及粘结强度测试结果见表 2，表中名义粘结强度为每组三个试件的平均破坏荷载与纤维编织网-地聚物砂浆的粘结面积之比。
表2 常温下双剪试验结果
Table 2 Results from double shear tests at room temperature
试件编号粘结长度l/mm表层厚度c/mm名义粘结强度/MPa 破坏模式L90C10 90 10 1.62 纤维丝拉断L70C10 70 10 2.02 纤维丝拉断及粘结破坏L50C10 50 10 2.71 粘结破坏L50C5 50 5 2.64 粘结破坏
由表2可知，随着粘结长度的减小，纤维编织网-地聚物砂浆的粘结强度逐渐增大，试件破坏模式也由纤维丝拉断破坏变为纤维编织网与地聚物砂浆之间的粘结破坏。当粘结长度为70 mm时，三个试件中有一个发生纤维丝拉断破坏，两个发生粘结滑移破坏，故纤维编织网-地聚物砂浆的有效粘结长度le可取70 mm。此外，从表2还可以看出，在常温下表层地聚物砂浆厚度对纤维编织网-地聚物砂浆的粘结强度影响不大。
文献[14－15]也采用了双剪试验对环氧树脂粘贴碳纤维板材(R-CP)、环氧树脂粘贴玻璃纤维布(R-GF)、环氧树脂粘贴碳纤维布(R-CF)的粘结强度进行了测试。将本文中地聚物砂浆粘贴碳纤维编织网双剪试件(GM-CT)在粘结长度l=le时的粘结强度与文献[14－15]中的结果进行比较，见表 3。可以看出，常温下碳纤维编织网-地聚物砂浆的粘结强度低于其他三种试件的粘结强度，强度差异最大为28%左右。
表3 常温下地聚物砂浆与环氧树脂粘结强度对比
Table 3 Comparison on bond strength of geopolymer mortar and epoxy resin at room temperature
试件类型 GM-CT R-CP R-GF R-CF粘结强度/MPa 2.02 2.29 2.31 2.58
为考察地聚物砂浆与纤维编织网的高温粘结性能，对两种不同表层地聚物砂浆厚度(5 mm和10 mm)的 24个双剪试件分别进行了 100 ℃、200 ℃、300 ℃和 400 ℃高温后的拉伸试验(每种温度3个试件)，试件的粘结长度均为50 mm，以保证试件发生粘结破坏。图3给出了两种不同表层地聚物砂浆厚度的纤维编织网-地聚物砂浆双剪试件的粘结强度随温度的变化曲线。由图可知，在温度不超过300 ℃时，地聚物砂浆的粘结强度随温度增加而变化不大，温度超过300 ℃以后粘结强度快速下降，但即使在 400 ℃时粘结强度仍有常温强度的70%。而环氧树脂的玻璃化温度通常仅为 80 ℃左右，在120 ℃左右环氧树脂与纤维布之间的界面粘结强度几乎完全丧失[16]。此外，从图3还可以看到，表层地聚物砂浆厚度为 10 mm的双剪试件在300 ℃、400 ℃高温后强度下降幅度较5 mm厚的试件小，这是因为地聚物砂浆保护层具有一定的隔热作用。利用这点，可以在TRGM加固层的表面涂抹一定厚度的地聚物砂浆作为防火保护。
图3 高温后纤维编织网-地聚物砂浆粘结强度
Fig.3 Bond strength between textile and geopolymer mortar after exposure to high temperatures
为探究纤维编织网增强地聚物砂浆(TRGM)加固钢筋混凝土构件的可行性，接下来对TRGM抗剪加固钢筋混凝土梁进行静载试验。
试验梁的截面尺寸为b×h=150 mm×300 mm，跨度l=2000 mm，净跨l0=1800 mm，混凝土保护层厚度c=20 mm。设计混凝土强度等级为C25，养护28 d实测混凝土立方体抗压强度为40.7 MPa。试验梁跨中纯弯段箍筋为 φ6@200，弯剪段箍筋为φ6@300，上部架立筋为2
18，底部纵筋人为增大到 322，以使试验梁在抗剪加固后剪切破坏仍先于弯曲破坏发生。试件尺寸和截面配筋如图4所示，钢筋强度实测值见表4。
图4 试件尺寸及截面配筋图
Fig.4 Specimen sizes and cross section reinforcement
表4 钢筋强度实测值
Table 4 Tensile strength of steel bars
钢筋直径d/mm 钢筋类型 屈服强度fy/MPa 极限抗拉强度fu/MPa 6 HPB300 354 527 18 HRB400 443 616 22 HRB400 465 669
试验共制作了5根钢筋混凝土梁，其中B0为未加固梁(对比梁)，B1～B3为采用地聚物砂浆分别粘贴单层、双层和三层碳纤维编织网(TRGM)抗剪加固梁，B4为环氧树脂粘贴单层碳纤维编织网(FRP)加固梁。纤维编织网的材料性能与前述双剪试验相同，地聚物砂浆的实测抗压强度与双剪试验的稍有差异，标准养护7 d后的抗压强度为43.3 MPa。
钢筋混凝土试验梁浇筑、养护完成后，采用TRGM对梁B1～B3的弯剪段进行U型加固。先打磨掉梁弯剪区表面的水泥浆薄层，接着浇水清洗，待梁表面湿水饱和面干后在弯剪区的底面和两侧面涂抹3 mm厚的地聚物砂浆作为底胶，然后在底面和两侧(U型)安装纤维编织网，适当用力将纤维编织网压紧。待地聚物砂浆指触干燥后，再涂抹3 mm厚地聚物砂浆，然后安放第二或第三层纤维编织网，最后抹上一层3 mm厚的地聚物砂浆作为面层保护。梁B4的加固过程与梁B1～B3类似，不同的是纤维编织网采用环氧树脂粘贴。
采用量程为 500 kN的千斤顶通过分配钢梁进行两点集中加载，荷载大小通过力传感器读取和控制，加载装置如图5所示。正式加载时以每级10 kN的荷载步长加载至剪压区出现斜裂缝，之后以5 kN的步长逐级递增加载至试件破坏。试验过程中采用位移计量测每级荷载下试验梁的挠度，通过应变片量测钢筋和纤维编织网的应变值，箍筋和纤维编织网上的应变片均布置在支座与加载点的连线上，位移计和箍筋应变片的具体布置位置如图6所示，其中括号内的数字为梁另一侧面相应位置处的测点编号。力传感器、位移计和应变片的数据采用东华DH3816静态应变采集系统同步采集。
图5 试验装置
Fig.5 Test set-up
图6 位移计和应变片布置图
Fig.6 Location of displacement meters and strain gauges
2.4.1 破坏形态
加载过程中，未加固梁B0由于弯剪区配箍率较低，发生了脆性最大的斜拉破坏，破坏时裂缝数量少，主裂缝发展快速，裂缝宽度较大，如图7(a)所示。
图7 试验梁的破坏形态
Fig.7 Failure modes of tested beams
梁B1和B2分别采用单层和双层TRGM加固，两根梁均发生了剪压破坏。相比于未加固梁B0，梁B1和B2破坏前裂缝呈现出多而密的特点，裂缝宽度较小。图7(b)给出了梁B2侧面的裂缝分布。当梁B0、B1和B2加载至各自破坏荷载的80%时，对应的最大斜裂缝宽度分别为 0.9 mm、0.3 mm、0.1 mm。接近破坏荷载时，梁B1和B2加固层发出吱吱的响声，加固层局部有纤维丝被拉断。
梁B3采用三层TRGM加固，梁B4采用环氧树脂粘贴单层碳纤维编织网加固，试验过程中两根梁的加固层均发生了剥离破坏(如图 7(c)和图 7(d)所示)，剥离由加载点附近向支座发展。所不同的是梁B3破坏前有明显特征，梁侧面可见大量细小斜裂缝(类似于图7(b))，而梁B4破坏前无任何表面破坏特征。加固层发生剥离破坏的原因是加载点附近的加固层和RC梁的界面处于受拉、受剪等复杂的多向应力状态，当该处的剪应力或拉应力超过材料强度时，加固层发生法向剥离，甚至带着部分混凝土层破坏。
2.4.2 开裂荷载及承载力
表5列出了5根试验梁弯剪区开始出现裂缝时的荷载以及破坏荷载。由表5可知，加固梁的弯剪区开裂荷载和破坏荷载均明显大于未加固梁。比较加固梁B1、B2和B3的试验结果可知，加固梁的开裂荷载和承载力随纤维编织网层数的增加而增大，但并非线性关系。相比于未加固梁 B0，双层TRGM加固梁(B2)的开裂荷载和承载力增幅为单层TRGM加固梁(B1)的两倍多，但三层TRGM加固梁(B3)的承载力仅比双层加固梁提高5.9%，这主要是因为梁B3的TRGM加固层与RC梁基体发生了剥离破坏，使得纤维编织网的强度未得到充分利用。因此，当TRGM加固层数大于两层时应采取一定的锚固措施(如压条、销钉等)，以充分发挥纤维编织网的抗拉强度。
比较梁B1和B4的破坏荷载可知，同是采用单层纤维编织网加固，以地聚物砂浆作为粘结剂的梁B1的抗剪承载力增幅大约只有采用环氧树脂作为粘结剂的梁B4的一半。这一趋势与文献[17]中采用聚合物水泥砂浆粘贴碳纤维编织网以及环氧树脂粘贴碳纤维编织网抗剪加固钢筋混凝土梁的比较结论一致。采用地聚物砂浆或聚合物水泥砂浆粘贴纤维编织网的加固效果低于环氧树脂粘贴的主要原因在于环氧树脂对纤维编织网具有良好的浸渍性，而地聚物砂浆或聚合物水泥砂浆因颗粒较大无法浸渍到纤维束内部，不能很好地将纤维丝粘结成为整体而共同受力。尽管 TRGM 的加固效果劣于FRP的，但地聚物砂浆具有优异的耐候性、耐高温性能和耐腐蚀性能[18－20]，且 TRGM 加固可用于潮湿环境下的构件加固，构件破坏前有明显预兆，因此 TRGM 加固钢筋混凝土构件仍然具有良好的应用前景。此外，很多情况下混凝土结构或构件加固并不需要或不允许太高的承载力提高幅度。例如，对于FRP加固，一些国家的规范规定承载力提高幅度不能超过 40%～60%[21－22]。
表5 试验梁的开裂荷载和破坏荷载
Table 5 Cracking loads and failure loads of tested beams
试件编号 粘结剂 纤维编织网层数 试验值/kN 增幅/(%) 试验值/kN 增幅/(%)弯剪区开裂荷载 破坏荷载 破坏形态B0 — — 80 — 170 — 斜拉破坏B1 地聚物砂浆 1 120 50.0 250 47.1 剪压破坏B2 地聚物砂浆 2 170 112.5 350 105.9 剪压破坏B3 地聚物砂浆 3 180 125.0 360 111.8 剥离破坏B4 环氧树脂 1 — — 340 100.0 剥离破坏
2.4.3 荷载-挠度曲线
图8给出了5根试验梁的荷载-跨中挠度曲线。由图8并结合裂缝发展情况可知，在斜裂缝出现前，加固梁与未加固梁的荷载-跨中挠度曲线几乎重合，说明在斜裂缝出现前 TRGM 加固层发挥的作用甚小；而当斜裂缝出现后，加固梁与未加固梁的刚度均开始下降，但加固梁的刚度下降幅度明显小于未加固梁，且加固层数越多，刚度下降幅度越小。究其原因在于斜裂缝出现后，TRGM开始发挥作用，承担了部分剪力，抑制了斜裂缝的开展，减少了混凝土梁刚度的降低。相比于未加固梁，加固梁的峰值荷载及对应的位移均有所提高，但由于加固梁的破坏亦为脆性，因此梁的延性并没有显著提高。
图8 荷载-跨中挠度曲线
Fig.8 Load-midspan deflection curves
2.4.4 荷载-箍筋应变曲线
选取斜裂缝穿过处的箍筋应变片绘制荷载与箍筋应变关系曲线，如图9所示。可以看出，未加固梁的箍筋应变经历了两个阶段，即斜裂缝出现前的弹性变化阶段、斜裂缝出现后荷载增长较小而箍筋应变急剧增加的阶段；而加固梁的箍筋应变除经历这两个阶段外，还有第三个阶段，即荷载和箍筋应变均较快增长的阶段。这是因为随着斜裂缝的开展，箍筋应变急剧增加，但当加固梁中的纤维束开始发挥作用并分担剪力后，斜裂缝的发展得到一定程度抑制，箍筋应变的增长速度放缓，荷载继续上升。此外，从图9还可以看出，随加固层数增多，箍筋应变开始急剧增加，所对应的荷载值也逐渐增大，这与弯剪区开裂荷载随加固层数增加而增大的现象一致。此外，无论是未加固梁还是TRGM、FRP加固梁，构件破坏时箍筋应变均达到了屈服应变。
图9 荷载-箍筋应变曲线
Fig.9 Load-stirrup strain curves
2.4.5 荷载-纤维应变曲线
为探究加固层纤维编织网在加载过程中的受力情况，在支座与加载点连线上的竖向纤维和水平纤维上均粘贴了应变片。图 10给出了斜裂缝穿过处的竖向纤维应变与荷载的关系曲线。由图 10可知，竖向纤维应变与箍筋应变的发展规律有些类似，在加载前期阶段竖向纤维应变很小，纤维的作用发挥不大，但荷载增大至一定程度后，纤维应变快速增大。比较图9和图10后发现，竖向纤维应变开始快速增加时所对应的荷载高于箍筋应变开始急剧增加时的荷载，即在箍筋应变急剧增长之后，竖向纤维应变才开始快速增长，竖向纤维应变增长略滞后于箍筋应变增长。比较 TRGM 加固梁B1、B2和B3的竖向纤维应变可知，三层纤维编织网加固梁在破坏时竖向纤维应变相对较小，这说明纤维编织网的强度没有得到充分利用，而两层纤维编织网加固梁破坏时的竖向纤维应变较大，说明纤维强度的利用程度较高。比较同为一层纤维编织网加固的梁B1和B4可以看到，环氧树脂粘贴加固的梁B4破坏时的竖向纤维应变几乎是地聚物砂浆粘贴加固的两倍，这也就是梁B4相对于未加固梁的抗剪承载力增加幅度是梁B1的两倍的原因。
图10 荷载-竖向纤维应变曲线
Fig.10 Load-vertical fiber strain curves
图 11给出了斜裂缝穿过处的水平纤维应变随荷载增加的变化规律。水平纤维的应变发展规律与竖向纤维的类似，也是先缓慢增长，后快速增长。
比较图10和图11可知，水平纤维应变开始快速增加时所对应的荷载高于竖向纤维应变开始快速增加时的荷载，即水平纤维应变增长滞后于竖向纤维应变增长。此外，在相同荷载作用下，水平纤维应变远小于竖向纤维应变，说明水平纤维对梁的抗剪承载力贡献有限。为充分利用材料强度，在实际工程中可采用两个方向纤维疏密不同的编织网或者两个方向不同纤维种类的混合编织网进行钢筋混凝土梁抗剪加固。
图11 荷载-水平纤维应变曲线
Fig.11 Load-horizontal fiber strain curves
TRGM 抗剪加固混凝土梁的斜截面承载力来自于混凝土、地聚物砂浆、钢筋及纤维编织网的贡献。由于地聚物砂浆层厚度较小，经计算采用两层TRGM 加固时地聚物砂浆对抗剪承载力的贡献小于 4%，为计算简便，忽略地聚物砂浆对抗剪承载力的影响。因此，TRGM加固梁斜截面承载力计算可以通过在未加固梁斜截面承载力的基础上叠加纤维编织网的贡献，如下式所示：
式中：Vc和Vs分别为混凝土和钢筋提供的抗剪承载力，可按GB 50010－2010《混凝土结构设计规范》[23]计算；Vf为纤维编织网提供的抗剪承载力。
关于纤维编织网提供的抗剪承载力，Ombres[24]在对TRM抗剪加固梁进行研究时提出了如下的计算模型：
式中：ρf为TRM加固层中纤维的配网率，ρf=Af/(bsf)，Af为穿过bsf范围的纤维横截面面积，b为截面宽度，sf为纤维束的中心距；εfe和Ef分别为纤维有效应变和弹性模量；h为梁截面有效高度；θ和α分别为斜裂缝的倾斜角度以及纤维束的倾斜角度。
由前述试验结果可以看到，水平向纤维对梁抗剪承载力的贡献较小，可忽略不计，而仅考虑竖向纤维的贡献。假设斜裂缝的开展角度为 45°，则式(2)可简化为：
对于纤维有效应变，可参照 CECS 146－2003《碳纤维片材加固混凝土结构技术规程》[25]，取εfe=0.67(0.2+0.12λ)εfu，εfu为纤维极限拉应变，λ为剪跨比。
将梁的截面尺寸及实际材料参数代入式(1)和式(3)，得到梁B0-B3的抗剪承载力计算值，并与试验获得的抗剪承载力(破坏荷载的一半)进行比较，如表6所示。从表6可以看出，TRGM加固梁B1和 B2的抗剪承载力计算值(Vcal)与实测值(Vexp)较为接近，梁B3由于纤维的作用未充分发挥，误差稍大。总的来说，采用式(1)和式(3)以及《碳纤维片材加固混凝土结构技术规程》建议的纤维有效应变，可以较好地预测TRGM加固梁的抗剪承载力。
表6 梁的抗剪承载力计算值与试验值的比较
Table 6 Comparison of calculated and experimental shear capacity of beam specimens
试件编号λρf/(%)εfe/(%)Ef/GPaVcal/kNVexp/kN(Vcal-Vexp)/Vexp/(%)B0 - - - - 77 85 -8.9 B1 2.66 0.06 0.64 243 119 125 -4.6 B2 2.66 0.12 0.64 243 161 175 -8.1 B3 2.66 0.18 0.64 243 203 180 12.8
根据图9和图10中箍筋应变值和竖向纤维应变值，可大致计算出每级荷载下箍筋和竖向纤维各自承担的剪力。以试验梁B1为例，箍筋和竖向纤维在各级荷载下承担的剪力如图12所示。
图12 箍筋和竖向纤维在各级荷载下承担的剪力
Fig.12 Shear force carried by stirrups and vertical fibers under various loads
由图可知，在加载的前期，箍筋发挥的作用较大；但当加载至 180 kN左右时，竖向纤维承担的剪力开始大于箍筋的；当箍筋屈服后，箍筋承担的剪力几乎不再增加，而此时竖向纤维承担的剪力还在继续增加，因此梁的荷载还可以继续加大。当试件破坏时，竖向纤维承担的剪力约为箍筋的两倍。
本文通过双剪试验考察了地聚物砂浆与碳纤维编织网的粘结性能，并开展了纤维编织网增强地聚物砂浆(TRGM)抗剪加固钢筋混凝土梁的静载试验和承载力分析，得到以下结论：
(1) 地聚物砂浆与碳纤维编织网的常温粘结强度达2.02 MPa，虽稍低于环氧树脂粘贴碳纤维布的粘结强度，但在温度不高于300℃时强度降低不显著。
(2) TRGM加固可显著提高钢筋混凝土梁的斜截面承载力。在未采取任何锚固措施的情况下，单层和双层 TRGM 加固梁的抗剪承载力相对于未加固梁分别提高了47.1%和105.9%。
(3) 水平纤维束对加固梁的抗剪承载力贡献较小。
(4) 与环氧树脂粘贴碳纤维编织网加固梁相比，地聚物砂浆粘贴碳纤维编织网加固梁的抗剪承载力提高幅度相对较小。
(5) 本文提出的TRGM抗剪加固梁斜截面承载力简化计算公式的计算结果与试验结果吻合良好。
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SHEAR BEHAVIOR OF RC BEAMS STRENGTHENED WITH TEXTILE REINFORCED GEOPOLYMER MORTAR