CN111196701B - 聚合物改性混杂微纤维的胶凝复合材料 - Google Patents

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Abstract

一种聚合物改性混杂纤维的胶凝复合材料，其一天抗压强度至少17MPa、二十八天抗拉强度至少3.8MPa、极限拉伸应变约3％至9％、七天粘结强度至少2.3MPa。胶凝复合材料包括胶凝材料、石灰石粉、沙、高效减水剂以及水。胶凝材料包括普通硅酸盐水泥、粉煤灰和硅灰。胶凝复合材料还包括聚合物添加剂，聚合物添加剂包括一种或多种苯乙烯‑丁二烯橡胶或乙烯‑乙酸乙烯酯共聚物，且掺量为胶凝材料质量的约2％至8％之间，复合材料还包括纤维添加物，纤维添加物包括钢纤维和聚合物纤维，其中钢纤维的掺量为胶凝复合材料体积的约0.3％至3％之间，而聚合物纤维的掺量为胶凝复合材料体积的约0.8％至1.0％之间。将胶凝复合材料制成的腋放置在梁柱节点。

Description

聚合物改性混杂微纤维的胶凝复合材料
技术领域
本发明涉及一种改进的加固砂浆和由改进的加固砂浆实现的结构，且此加固砂浆可以加固旧混凝土结构中的梁柱节点。
背景技术
旧的钢筋混凝土建筑里可能会有缺少横向钢筋的梁柱节点(beam-columnjoints；BCJ)；这些梁柱节点的抗剪能力和延性是有限的。在香港，2004年之前的建筑规范对横向钢筋没有要求。在重大改建和扩建工程中，2004年以前设计的梁柱节点同时要克服横向钢筋不足的缺点和承担额外的楼层荷载。后者会给梁柱节点带来额外的负担。对这些既有建筑进行拆除和重建将会产生大量建筑垃圾并引起环境问题。因此，为了提高梁柱节点的抗剪承载力和延性，并使其能承受额外荷载，必需对梁柱节点进行升级。然而，现有的加固砂浆缺乏必要的结合强度和延性，难以加固这些梁柱节点。因此，本领域需要一种改进的加固砂浆和借由改进的加固砂浆所实现的结构，以通过改进的加固砂浆加强旧混凝土结构中的梁柱节点。
发明内容
本发明提供了一种聚合物改性混杂纤维的胶凝复合材料，其特征在于，其一天抗压强度至少17MPa、二十八天抗拉强度至少3.8MPa、极限拉伸应变约3％至9％、七天粘结强度至少2.3MPa，其中胶凝复合材料包括胶凝材料、石灰石粉粉、沙、高效减水剂以及水。胶凝材料包括普通硅酸盐水泥、粉煤灰和硅灰。胶凝复合材料还包括聚合物添加剂，聚合物添加剂包括一种或多种苯乙烯-丁二烯橡胶或乙烯-乙酸乙烯酯共聚物，且掺量为胶凝材料质量的约2％至8％之间，复合材料还包括纤维添加物，纤维添加物包括钢纤维和聚合物纤维，其中钢纤维的掺量为胶凝复合材料体积的约0.3％至3％之间，而聚合物纤维的掺量为胶凝复合材料体积的约0.8％至1.0％之间。
在其他方面，一种加固混凝土结构在此提供。加固混凝土结构包括混凝土梁柱节点以及位于混凝土梁柱节点处的腋。腋填充在梁和柱之间的近似直角的交会点，并在梁和柱之间延伸出近似对角线的表面。腋由硬化的加固砂浆制成。加固砂浆包括由普通硅酸盐水泥、粉煤灰和硅灰结合的胶凝材料。加固砂浆还包括石灰石粉、砂和聚合物添加物。聚合物添加物为一种或多种丁苯橡胶或乙烯-醋酸乙烯酯共聚物。纤维添加物包括钢纤维和聚合物纤维。
在部分实施方式中，粉煤灰的掺量为胶凝材料质量的约25％至35％。
在部分实施方式中，硅灰的掺量为等于或小于胶凝材料质量的约5％。
在部分实施方式中，钢纤维的直径至少为160微米(μm)。
在部分实施方式中，聚合物纤维的直径为约等于或小于0.025毫米(mm)。
在部分实施方式中，高效减水剂为聚羧酸系高效减水剂。
在部分实施方式中，钢纤维为镀铜钢纤维。
在部分实施方式中，钢纤维的平均长度大于13毫米(mm)。
在部分实施方式中，腋的尺寸对于柱和梁的最小尺寸的比值范围为约0.5至1.0。
在部分实施方式中，加固混凝土结构还包括第二个腋，其中腋和第二个腋位于梁的下方。
附图说明
图1描绘了用于本发明的加固砂浆的纤维；
图2描绘了试验试件的尺寸；
图3描绘了对加固砂浆试件的试验；
图4A至4H描绘了加固砂浆试件的力学试验结果；
图5A至5D为直接拉伸试验下的加固砂浆试件的应力-应变曲线；
图6A至6C描绘了混杂纤维增强砂浆在直接拉伸试验下的失效模式；
图7A至7C为混杂纤维增强砂浆在直接拉伸试验下的应力-应变关系；
图8描绘了拉伸和粘结试验用的哑铃形试验样本的尺寸；
图9出示了用于粘结试验的预制和新拌砂浆的分布图；
图10出示了用于加固砂浆试件的拉伸试验中的力学测试装置；
图11出示了用于加固砂浆试件的粘结试验中的力学测试装置；
图12A和12B分别出示了拉伸试验和粘结试验的结果；
图13描绘了涂在试件界面上的界面粘结剂；
图14描绘了无横向钢筋的内梁柱节点的尺寸；
图15描绘了有横向钢筋的内梁柱节点的尺寸；
图16描绘了梁柱节点和加固腋的尺寸；
图17A至17F描绘了使用加固砂浆所形成的腋；
图18描绘了在梁柱节点上进行循环加载试验的装置示意图；
图19描绘了循环水平加载试验的加载制度；
图20A至20B为无横向钢筋梁柱节点的裂缝形态和破坏模式的照片；
图21出示了有横向钢筋的梁柱节点的裂缝样式和失效模式；
图22出示了有腋的梁柱节点的裂缝样式和失效模式；
图23出示了另一个有腋的梁柱节点的裂缝样式和失效模式；
图24出示了作用在柱端的等效水平荷载—位移关系图；
图25出示了试件在等效水平力作用下的滞回环的包络线；
图26为刚度—水平位移关系图；
图27为等效水平荷载—腋应变关系图；
图28出示了节点区在不同水平位移下的剪切变形；
图29出示了梁柱节点在不同水平位移下的耗能；
图30出示了无横向钢筋的外梁柱节点的尺寸及其钢筋详图；
图31出示了有横向钢筋的外梁柱节点的尺寸及其钢筋详图；
图32出示了有腋的外梁柱节点的尺寸及其钢筋详图；
图33出示了在外梁柱节点上进行循环加载试验的试验装置；
图34描绘了施加在外梁柱节点上的水平荷载加载制度；
图35描绘了无横向钢筋的外梁柱节点的裂缝样式和失效模式；
图36描绘了有横向钢筋的外梁柱节点的裂缝样式和失效模式试件；
图37描绘了有腋的外梁柱节点的裂缝样式和失效模式；
图38为外梁柱节点的水平荷载—位移的关系图；
图39出示了外梁柱节点试件构件在等效水平力作用下的滞回环的包络线；
图40是构件的刚度—水平位移关系图；
图41出示了试件加固构件的腋应变；
图42出示了梁柱节点在不同水平位移下的耗能；
图43是梁深“LB”、柱宽“Lc”和腋尺寸“LCh”的示意图；
图44出示了梁柱节点在横向荷载下的拉应力和压应力。
具体实施方式
加固砂浆
在梁柱节点处添加腋是一种有效且破坏性较小的强化梁柱节点的技术，由此可扩大节点区中的混凝土面积，并也将塑性铰从节点处移开。然而，传统水泥基砂浆由于较低的抗拉强度，故在受拉下会容易开裂。在开裂后，传统砂浆就再也无法抵抗拉应力。如此一来，开裂的腋也就无法参与钢筋混凝土梁和柱之间的部分荷载传递。因此，本发明提供了一种创新聚合物改性混杂微纤维加固砂浆，以用于形成高性能腋。新型加固砂浆具有优异的力学性能，借以增强节点抗剪能力和提高变形能力，有利于耗能。
本发明的加固砂浆包括普通硅酸盐水泥、粉煤灰和硅灰的胶凝材料。胶凝材料可与水发生化学反应，并硬化形成砂浆。一般来说，水硬性反应会涉及有钙、二氧化硅和氧化铝的复合材料。当反应产物加入水中时，会生成硅酸钙和铝酸钙水合物。硅酸盐水泥为一种水硬性水泥，其通常会包括各种比例的氧化钙、二氧化硅和氧化铝。硅酸盐水泥的成分包括61-67％的氧化钙(CaO)、19-23％的二氧化硅(SiO2)、2.5-6％的氧化铝(Al2O3)、0-6％的氧化铁(Fe2O3)和1.5-4.5％的硫酸盐。
硅酸盐水泥的成分可见于ASTM C150/C150M-16e1的“硅酸盐水泥的标准规范”，此记载于“ASTM International,West Conshohocken,PA,2016”，其公开内容通过引用并入本文。这些成分中的任何一种复合材料皆可用于本发明的水硬性胶凝材料。
粉煤灰是煤炭燃烧的残余产物。其成分组成取决于所燃烧的煤的成分，并且有地域性。粉煤灰的主要成分是重量百分比为20-60％的二氧化硅(SiO2)、重量百分比为5-35％的氧化铝(Al2O3)和重量百分比为1-40％的氧化钙(CaO)。也可以有重量百分比为4-40％的氧化铁(Fe2O3)存在于其中。需注意的是，粉煤灰这样的材料会有不同成分，此可归因于其属于废料且来源广泛。因此，上述成分仅为材料组成的示例。
为了生成高强度加固砂浆，在其组成成分中会包含硅粉。硅粉通常是约100-300纳米(nm)的细粒度的无定形二氧化硅。硅粉在加固砂浆中充当火山灰，这种材料在有水存在的情况下能与氢氧化钙发生化学反应以形成胶凝材料。这种化学反应所得到的砂浆会具有更高的强度。硅粉的量可依据加固砂浆的所需强度来选择。所选择的量可以是重量百分比为约2.5％或更低。
将重量百分比等于或小于约9％的石灰石粉添加到加固砂浆中。石灰石粉可以改善加固砂浆的和易性。此外，石灰石粉可防止砂/胶凝材料离析，并改善收缩开裂。石灰石粉可以作为胶凝材料相的晶种，从而使反应产物有更好的分布，并提高水泥的活性。
骨料为加固砂浆的结构填料，有助于加固砂浆的抗压强度和形成结构主体，并可根据加固砂浆的预期耐久性、强度和和易性来进行挑选。本发明的加固砂浆可以包括不同数量的砂和/或轻骨料。骨料的总量可以是约25％至33％的重量。在示例性的实施方式中，使用粒径小于约2.36毫米(mm)的河砂，以重量百分比约为25％的用量来作为骨料/填料。
在加固砂浆组成成分中，包含重量百分比约0.17％至0.24％的高效减水剂。本文中，所用的“高效减水剂”是指用于分散水泥团聚体的材料。高效减水剂可以是聚羧酸盐基聚合物，例如聚羧酸醚基聚合物。
为了提高加固砂浆的粘结强度，将聚合物材料添加至加固砂浆中。聚合物材料还可以增强胶凝材料的粘结性、降低干燥过程中发生开裂的可能、增加塑性和增加极限拉伸应变。聚合物添加剂可以包括一种或多种苯乙烯-丁二烯橡胶或乙烯-乙酸乙烯酯共聚物，其量值范围占胶凝材料的质量约2％至8％。
使用纤维添加剂提高加固砂浆的抗拉强度。添加占加固砂浆的体积约0.3％至3％之间的钢纤维。聚合物纤维有助于减少加固砂浆的干燥开裂。聚合物纤维可采用聚乙烯纤维来，其用量范围占加固砂浆的体积约0.8％至1.0％。
第一示例：加固砂浆复合材料
为了达到15兆帕(MPa)的一天抗压强度，可将水胶比选择为0.35。由于较大量的胶凝材料会利于使纤维在砂浆中分散，故可将胶砂比设定为1.5。可使用普通硅酸盐水泥作为主要胶凝材料。根据混凝土规范2013，使用粉煤灰和硅灰来部分替代硅酸盐水泥，以降低水化热并提高强度。此规范也建议粉煤灰的替代范围是占胶凝材料质量的25％至35％，而硅灰的替代范围可以小于胶凝材料质量的6％。在此示例中，粉煤灰占胶凝材料质量的25％至35％，而硅灰小于胶凝材料质量的5％。使用河砂和石灰石粉来作为骨料。采用GraceADVA109高效减水剂来调整砂浆的和易性。如表1所示，其测试了三种加固砂浆配方。
表1-水泥基砂浆配方(kg/m3)
Figure BDA0002284451030000051
Figure BDA0002284451030000061
对于每个配方，分别制备三个尺寸为70×70×70mm的立方体试件，用于进行一天抗压强度的试验。加固砂浆试件的制备程序如下所述：
将普通硅酸盐水泥、粉煤灰、硅灰、水和高效减水剂放入拌和机中，并以低速将其拌和30秒。在拌和过程中加入沙。可将拌和机调至中速，并拌和砂浆30秒。暂停拌和，并把碗边上的砂浆刮掉。以中速再拌和砂浆60秒。
将砂浆倒入模具中，并使用振动台将其振实。
在浇筑24小时后，从模具中取出试件，并接着进行压缩试验。
压缩试验的加载速率为0.6MPa/s。在压缩荷载降至其最大值的85％时，终止试验。所测量到的加固砂浆的一天抗压强度见表2。
表2-水泥基砂浆的一天抗压强度(MPa)
Figure BDA0002284451030000062
从表2可以看出，所有砂浆配方都达到了至少15MPa的一天抗压强度的目标。含有石灰石粉的砂浆配方2的抗压强度略有提高。这可能是由于石灰石粉的高细度填补了砂浆中的孔隙。与配方1相比，配方3具有了较高的水泥含量，从而造成较高的一天抗压强度。进一步增加的水泥掺量可能会导致砂浆的水化热和收缩。因此，选择配方3作为进一步测试的配方。
使用两种钢纤维来作为纤维添加剂，其为裸钢纤维(B)和镀铜钢纤维(C)，并再使用一种聚乙烯纤维(PE)来增强强砂浆，此如图1所示。钢纤维和聚乙烯纤维的物理性质可见表3。
表3-钢纤维和聚乙烯纤维的材料性质
Figure BDA0002284451030000063
Figure BDA0002284451030000071
钢纤维B和C的用量设置为砂浆体积的1％、2％和3％，而聚乙烯纤维的用量设置为砂浆体积的1％。将粉煤灰、硅灰、石灰石粉、水和高效减水剂放入搅拌机中，并低速搅拌30秒。然后在搅拌机运转30秒后加入纤维。最后加入河砂，并将砂浆搅拌直至均匀。再制备无纤维的砂浆来作为对照参考。对于每个配方，分别制备尺寸为70×70×70mm的立方体试件和制备狗骨型态试件，以用于进行抗压强度试验和直接拉伸试验。如图2所示，狗骨试件长为330mm，并带有扩大截面的末端。
在浇筑后的一天，从模具中取出试件。使用立方体试件来测试一天抗压强度。压缩试验的加载速率为0.6MPa/s。当压缩荷载降至其最大值的85％时，终止试验。狗骨试件可在空气中养护28天，然后进行直接拉伸试验。由力学试验(Mechanical Testing andSimulation；
MTS)系统通过连接到试件两端的夹具来施加轴向荷载。夹具的端部与球铰连接，以避免偏心荷载。拉伸试验加载速率为1mm/min。在标距长度为80mm的一对铝板之间测量试件的轴向变形。如图3所示，可通过一对连接到铝板的线性可变位移传感器(linearvariable differential transformers；LVDTS)来记录片材之间的相对位移。
带有不同纤维含量的加固砂浆的一天抗压强度列于表4。当钢纤维B含量从1％变化到3％时，抗压强度会保持在约25MPa。当钢纤维C从1％增加到3％时，抗压强度在2％时增加到27.2MPa，然后在3％时降低到24MPa，这可能是由于高纤维含量降低了加固砂浆的和易性。与钢纤维B相比，钢纤维C具有更大的长径比，这有助于纤维抑制加固砂浆在受压下的裂缝，从而提高抗压强度。相对而言，聚乙烯纤维砂浆的一天抗压强度略为下降，但仍达到了15MPa的强度要求。
表4-纤维增强砂浆的一天抗压强度(MPa)
Figure BDA0002284451030000081
图4A-4H出示了纤维增强加固砂浆在直接拉伸下的失效模式。对照试件(不具有纤维的砂浆)在达到其最大拉伸强度后会立即断裂。含钢纤维B或C的试件的拉伸表现则不同，其试件上形成了单条裂缝。裂缝会扩展直至形成贯穿裂缝。当对试件进一步加载时，钢纤维会开始承担部分拉力。随着拉伸应变的增加，试件的拉伸应力逐渐减小。此外，含有聚乙烯纤维PE的试件展现出了不同的应变-硬化表现，亦即，当拉伸应变增大时，试件仍能保持一定程度的承载力。当裂缝形成时，拉力会重新分布到未开裂的部分。随着拉伸应变的增加，拉伸应力会恢复到原先的峰值。如图4H所示，在含有聚乙烯纤维的试件上出现有许多的细小裂缝。最终，现有裂缝则会变宽，且随后聚乙烯纤维会从加固砂浆中脱出。钢纤维和聚乙烯纤维增强加固砂浆都会因为从纤维拔出而失效。
图5A至5D中，描绘了受拉试件的轴向应力-应变关系。无纤维的加固砂浆的极限拉伸应变为0.009％。在采用钢纤维B和C进行增强后，试件的极限应变略为提高，但抗拉强度明显提高。图5B出示了钢纤维B可以使砂浆的抗拉强度从3.2MPa提高到4.3MPa。钢纤维C为加固砂浆提供了比纤维B更高的抗拉强度。如图5C所示，使用依照加固砂浆体积计的3％的钢纤维C，可将抗拉强度提高到10.9MPa。
聚乙烯纤维增强加固砂浆的应力应变曲线可分成两个阶段，其为开裂前阶段和开裂后阶段。第一阶段通常是线性的。与对照试件相比，聚乙烯纤维增强砂浆在第一次开裂发生时，仍保持着相似的拉应力。拉应力下降且拉力会重新分布。当位移增大时，拉应力会恢复到峰值。聚乙烯纤维可以有效地提高加固砂浆的抗拉强度和极限应变。
纤维增强加固砂浆的抗拉强度和极限应变可见于表5。与对照试件相比，由1％的钢纤维B所增强的试件的抗拉强度提高了34％。然而，随着增加纤维掺量，拉伸强度逐渐地下降。这可能是因为钢纤维B端钩致使纤维结团。因此，纤维含量越高，纤维分布越不均匀，并且纤维增强砂浆的拉伸强度越低。另一方面，含钢纤维C试件的拉伸强度随纤维掺量增加而增加。范围为1％至3％的纤维掺量会导致砂浆的抗拉强度提高二至三倍。钢纤维C的相对小的直径增加了纤维与加固砂浆之间的界面面积，这将导致在其拉伸表现中会有更大的提升。在砂浆中掺入钢纤维可使加固砂浆的极限应变提高至0.7％。在含有聚乙烯纤维的试件中，可观察到最佳的拉伸应变表现。加入1％的聚乙烯纤维可使试件的极限拉伸应变达到2.7％。
表5-纤维增强砂浆的抗拉强度和极限应变
Figure BDA0002284451030000091
如上所示，在提高砂浆的抗压强度和抗拉强度方面，钢纤维C的表现优于钢纤维B。聚乙烯纤维可大幅提高加固砂浆的抗拉强度和极限应变。可在加固砂浆中同时掺入钢纤维C和聚乙烯纤维，以发挥此两种纤维的优点。针对加固砂浆的抗压、抗拉性能和成本，可对混杂纤维的比例和掺量进行优化。对混杂纤维增强加固砂浆的一天抗压强度、抗拉强度和极限应变进行了测试。
如下的表6所示，对三种不同的纤维砂浆配方进行测试。将水泥、粉煤灰、硅灰、石灰石粉、水和一半的高效减水剂放入搅拌机中，并以相对较低的速度搅拌30秒。接着高速搅拌30秒，同时加入聚乙烯纤维。随后再加入河砂、钢纤维和高效减水剂的剩余部分，并将砂浆搅拌直至均匀。对于每种配方，分别制备三个立方试件和三个狗骨型态试件，以用于抗压试验和直接拉伸试验。在浇筑后的24小时，从模具中取出试件。立方体试件用于测试一天抗压强度。狗骨试件可在空气中养护28天，然后进行直接拉伸试验。
表6-混杂纤维增强砂浆的纤维掺量(依照砂浆体积计)
配方 配方PE1SF1 配方PE1SF0.5 配方PE0.8SF0.3
聚乙烯纤维 1％ 1％ 0.8％
钢纤维C 1％ 0.5％ 0.3％
纤维增强砂浆的一天抗压强度如下表所示。砂浆配方PE1SF1有23.9MPa。与配方PE1SF1相比，配方PE1SF0.5由于降低了钢纤维掺量，其一天抗压强度降低了0.7MPa。随着钢纤维和聚乙烯纤维的掺量减少了0.2％，其一天抗压强度降低至22.4MPa。
表7-混杂纤维增强砂浆的一天抗压强度(MPa)
Figure BDA0002284451030000101
混杂纤维增强砂浆在直接拉伸下的失效模式如图6A至图6C所示。随着降低聚乙烯纤维和钢纤维的掺量，横向裂缝的数量会增加，且裂缝间的距离会减少。所有的试件都会因聚乙烯纤维或钢纤维从砂浆中拔出而失效。
图7A-7C出示了混杂纤维增强砂浆的轴向应力—应变关系。所有的试件均表现出应变硬化行为。与试件PE1相比，添加钢纤维可减缓砂浆发生开裂时的拉应力波动。随着减少混杂纤维的掺量，试件的拉伸强度和极限应变增大。这可能是由于钢纤维和水泥基材之间的相互作用所造成。所使用的纤维掺量越小，其在砂浆中可达成越好的分布。
混杂纤维增强加固砂浆的抗拉强度和极限应变列于表8。从极限应变的结果可知，降低钢含量可以同时提高极限应变和抗拉强度。配方PE0.8SF0.3表现最佳。
表8-混杂纤维增强砂浆的抗拉强度和极限应变
Figure BDA0002284451030000111
由于在加固砂浆中掺入聚合物可以提高加固砂浆和混凝土基层之间的抗拉强度和粘结强度，故这样的手段是有正面效果的。采用丁苯橡胶(styrene butadiene rubber；SBR)和乙烯-醋酸乙烯酯(ethylene vinyl acetate；EVA)这两种聚合物来提高加固砂浆的拉伸粘结强度。对于每种聚合物，采用五种掺量，其依照胶凝材料质量计，包括0、2％、4％、6％和8％，并混合到无纤维的砂浆中(表9)。对聚合物改性砂浆的拉伸强度、粘结强度、一天抗压强度进行了测试。
表9-使用于加固砂浆的聚合物掺量(依照胶凝材料质量计)
Figure BDA0002284451030000112
聚合物改性加固砂浆的制备程序可与上述所采用的方法类似。当新拌的对照砂浆准备好后，将聚合物加入至砂浆中。砂浆以高速搅拌30秒。对于每种配方，制备三个立方体试件，以用于抗压试验。抗压试验的进行方法与上所述的方法相同。制备六个哑铃形试件，并在水中养护7日，接着分别进行拉伸试验和粘结试验。图8出示了哑铃形试件的尺寸。对于用于粘结试验的试件，将带有凹槽的半个预制砂浆试件放入到模具中。接着，将新拌砂浆倒入至模具的剩余部分中(图9)。在力学试验(MTS)系统中进行砂浆试件的拉伸试验和粘结试验(图10和11)。拉伸试验和粘结试验的加载速率均为1mm/min。
聚合物改性砂浆的一天抗压强度见表10。乙烯-醋酸乙烯酯和丁苯橡胶均能降低聚合物改性加固砂浆的一天抗压强度。随着增加乙烯-醋酸乙烯酯和丁苯橡胶的用量，聚合物改性砂浆的抗压强度会逐渐降低。当聚合物的掺量增加到胶凝材料质量的8％时，砂浆的抗压强度会非常接近15MPa的抗压强度要求。
表10-聚合物改性砂浆的一日抗压强度(MPa)
Figure BDA0002284451030000121
在拉伸试验和粘结试验中，聚合物改性砂浆的破坏模式如图12A和12B所示。图12A出示了在直接拉伸载荷下，试件会在中间处断裂。如图12B所示，在粘结试验中的试件中，会发生界面处破坏。由拉伸荷载除以断裂面的面积来确定拉伸强度和粘结强度。这些值列于表11中。乙烯-醋酸乙烯酯和丁苯橡胶均展现出对砂浆的抗拉强度有显着提升。然而，乙烯-醋酸乙烯酯对砂浆的粘结强度影响不大，但丁苯橡胶提高了砂浆的粘结强度。因此，可将丁苯橡胶用于进一步的研究项目。丁苯橡胶的掺量设为2％。
表11聚合物改性砂浆的抗拉强度和粘结强度(MPa)
Figure BDA0002284451030000122
优化后的聚合物改性的混杂微纤维加固砂浆是水胶比为0.35的水泥基砂浆。聚乙烯纤维掺量为0.8％，钢纤维掺量为0.3％。丁苯橡胶的掺量设定为胶凝材料质量的2％。对优化后的砂浆进行了抗压试验、直接拉伸试验和粘结试验，以验证砂浆的力学性能，如一天抗压强度、抗拉强度、拉应变和粘结强度。制备并试验了相应的试件，包括立方体试件、狗骨试件和哑铃试件。对于哑铃试件，可在试件界面涂上界面粘结剂，如图13所示。最佳的加固砂浆的一天抗压强度为17.7MPa、抗拉强度为3.9MPa、极限应变为9.85％，而粘结强度为2.31MPa。
腋
如上所讨论的，本发明的加固砂浆可用于在梁柱节点处形成腋，以加固梁柱节点。在梁柱节点中添加腋可以提高承载力、改善耗能，并抑制脆性节点剪切破坏(此为建筑物不希望出现的失效模式，尤其是在地震发生期间)。通常，较小的腋尺寸(其从“可使用的楼层空间”的观点来看是为理想的)会受到较大的压应力和拉应力，即其需要更好的腋材料来分布应力，就像本发明的材料一样。腋的尺寸取决于柱宽/梁深、钢筋配置、混凝土和腋的力学性能(强度和弹性模量)。柱宽/梁深和腋材料的特性为两个重要的参数。
图43描绘了在柱50与梁40相交处形成的梁柱节点100。腋200位于梁柱节点上，且腋填充于梁40与柱50之间的直角交叉点，并在梁和下柱30之间延伸出近似对角线的表面。如图44所示，腋100有助于将压应力和拉应力分布在梁柱节点内，并在柱和梁之间传递拉伸和压缩荷载。如图43所示，腋尺寸(“LCh”)是根据梁深度(“LB”)和柱宽度(“LC”)的最小尺寸(“LBC”)来确定的。腋尺寸LCh与最小尺寸LBC的比值可以是自约0.5至约1。当选择了不同角度的腋时，此比值可以有变化(即，自0.5至1的范围为用于约45度的腋)。其他腋配置可用于不同的宽高比，例如，腋高度：深度的比可以是2:1，而不是图中所示的1:1尺寸。在一个实施方式中，于下述1:1尺寸的示例中，腋尺寸LCh与最小尺寸LBC的比率可以是0.5或0.67。
第二示例：腋试验
腋加固内梁柱节点的抗震性能：
如图43示意性地所绘，在内梁柱节点试件的梁底处安装了一对腋。为了评估有腋和无腋试件的抗震性能，进行了拟静力荷载试验。此示例将会描述用于加固的试件和腋，及其随后的测试结果。
制备四个内梁柱节点试件(试件IJ-NC、试件IJ-SP、试件IJ-C150FM和试件IJ-C150FMN)。对照试件IJ-NC表示无腋的内梁柱节点。试件IJ-SP代表了根据香港混凝土规范2013的抗震要求所设计的一种内梁柱节点。试件IJ-SP中，采用一对直径为8毫米的箍筋(R8)作为节点抗剪钢筋。其余试件IJ-C150FM和IJ-C150FMN则为腋加固的梁柱节点。腋尺寸基于梁深和柱宽的最小尺寸(LBC)，亦即本文中的300mm的柱宽。腋长度(LC)取为最小尺寸(LBC)的一半，即对内梁柱节点采用150mm(表12)。试件的尺寸和钢筋详图可如图14至16所示。柱高为2585mm且截面为300mm×300mm。梁长为3100mm且截面为275mm×400mm。采用直径为20mm和25mm的变形钢筋(T20和T25)来做为纵向钢筋。混凝土保护层与箍筋的距离为25mm。
表12-内梁柱节点的细节
Figure BDA0002284451030000141
试件混凝土的强度等级为C30。在此使用了坍落度为150mm的预拌混凝土。在脱模后，所有试件会在空气中养护。在拟静力试验的前一天，使用100mm的立方体试件测量每个梁柱节点试件的混凝土抗压强度“fcu”，其如表13所示。
表13-混凝土抗压强度(MPa)
Figure BDA0002284451030000142
在养护后，可使用上述第一示例所确定的加固砂浆，浇筑腋来对试件IJ-C150FM和IJ-C150FMN进行加固。在加固工程中，对试件IJ-C150FM和IJ-C150FMN分别施加两种不同的加固方法，包括固定模板法和吊升模板法。加固步骤描绘在图17A-17F中，并如下所述：
1.将带有腋长度LC的梁和柱的混凝土保护层自节点处拆除(图17A)。
2.用冲击锤凿毛外露混凝土的表面，接着使用压缩空气进行清洁(图17B)。
3.将外露混凝土的表面润湿并涂上界面粘结剂(图17C)。
4.对于试件IJ-C150FM，可将模板固定在试件上。将加固砂浆倒入模板中，并用木锤敲击模板、振实加固砂浆(图17D)。对于试件IJ-C150FMN，将加固砂浆倒入模板并锤击模板来振实砂浆。然后将模板升起，直到加固砂浆接触到梁的底部(图17E)。
5.在浇筑后的24小时拆除模板(图17F)。
试件IJ-C150FM和IJ-C150FMN的加固砂浆的抗压强度分别为32.0和43.7MPa。在进行拟静力试验的前一天，使用70毫米的立方体来测量抗压强度。
图18描绘了试验装置。下柱的底部固定在铰支座上，并可自由转动。梁的末端由钢柱支撑。应变片安装在腋的表面、纵向钢筋和靠近节点区域的箍筋上。在节点处对角安装了一对线性可变位移传感器来测量剪切变形。
首先，对上柱垂直施加轴向荷载，大小为0.25倍的fcuAg，并在整个试验过程中保持不变。在此，fcu是混凝土的抗压强度，而Ag是柱的总横截面积。在施加轴向荷载之后，对试件施加反复水平荷载。水平加载根据图19中所示的加载制度来施加。循环加载在每个位移水平会重复两次。当水平加载降低到最大值的85％时，终止试验。
失效模式：
试件IJ-NC梁上的弯曲裂缝首先被观察到。接着，节点出现了多道垂直裂缝。随后，节点出现了斜向裂缝，此时其位移比为0.82％。位移比的定义是指上柱顶端的水平位移与柱全长(2600mm)的比率。随着位移比的逐渐增大，梁上出现了更多的弯曲裂缝，且已有的裂缝会扩展开来。剪切裂缝在节点区的中心处相交。然而，在整个加载历程中，在下柱上仅观察到三道裂缝。这是由于柱的轴向荷载可减少拉应力，并抑制柱上裂缝形成。当荷载达到其峰值时，如图20A-20B所示，节点区的斜向裂缝会全面地发展。试件IJ-NC因节点剪切破坏而失效。在循环加载的作用下，节点斜裂缝的反复开合加速了节点保护层在峰后阶段剥落。
图21出示了试件IJ-SP的裂缝样式和失效模式。首先会在梁处观察到弯曲裂缝。当位移比达到0.53％时，节点处出现第一道斜向裂缝。随着侧向位移增大，弯曲裂缝会增加并且朝着梁的中性轴扩展。在节点区中，剪切裂缝逐渐增多，且彼此相交。当位移比达到2.7％时，试件IJ-SP达到其峰值荷载。在节点区中，箍筋屈服，剪切裂缝全面发展。试件IJ-SP因节点剪切破坏而失效。在峰后阶段，节点区的混凝土保护层剥落。
图22出示了试件IJ-C150FM的裂缝样式。在梁的底部会先形成第一道弯曲裂缝。当位移比增大到0.63％时，柱与腋的连接处会出现裂缝。随着位移比的增加，裂缝向上扩展，并将腋与柱分离。大量的斜向裂缝会在节点区的中心处连接并相交。当位移比增大到1.91％时，试件IJ-C150FM接近其峰值强度。当腋受到压缩时，会观察到平行腋的斜边(对角线表面)的裂缝。试件IJ-C150FM因节点的剪切破坏和腋的压缩破坏而失效。在峰后阶段，节点区中的混凝土保护层会剥落。
图23出示了试件IJ-C150FMN的裂缝样式。首先会在梁处观察到弯曲裂缝。接着，当位移比达到0.56％时，柱与腋的连接处会出现裂缝。随着侧向位移的增加，在节点区有剪切裂缝产生并扩展。当试件达到其峰值承载能力时，会在上柱的底部及节点处观察到混凝土保护层剥落。与试件IJ-C150FM相似，试件IJ-C150FMN因节点的剪切破坏和腋的压缩破坏而失效。
滞回行为：
由于所施加的轴向荷载为定值，会对试件产生P-Δ效应，且此效应在高位移比下的效果是显著的。加固方案可能会使试件刚度变大，并因此在相同位移下，会在试件中产生较大的水平力。为了进行比较，P-Δ效应通过以下公式确定并整合到滞回环中。
Figure BDA0002284451030000161
其中，Ph是考虑到P-Δ效应的水平荷载；Ph0是施加在上柱上的水平荷载；Pv是垂直荷载；Δ是水平位移；l是柱的全长。
全部的内梁柱节点试件皆因节点剪切破坏而失效。节点的抗剪强度与混凝土的强度相关。为了消除不同混凝土强度所造成的影响，可按以下公式对水平荷载进行标准化。
Figure BDA0002284451030000162
其中,Ph,e为等效水平荷载；fcu,SP和fcu,X分别为试件IJ-SP和试件X的混凝土抗压强度。
如图24所示，其为柱顶端处的等效水平荷载—位移关系图。与对照试件IJ-NC相比，试件IJ-C150FM和IJ-C150FMN由于腋的增强，而可达到更高的峰值荷载和更高的刚度。在峰后阶段中，因为节点和腋都失效，加固试件也经历较大的刚度衰退。
图25出示了试件相对于等效水平力的滞回环包络线。在初始阶段，全部的包络线相近于彼此。当水平荷载超过70kN时，对照试件的水平位移逐渐增大，然而其他的试件则维持其刚度。试件IJ-C150FMN展现出了最高的荷载能力，其次是试件IJ-C150FM和IJ-SP。而对照试件IJ-NC则排在最后。
表14出示了等效水平力的峰值。与对照试件不同，试件IJ-SP、IJ-C150FM和IJ-C150FMN在拉伸方向中的峰值荷载会大于其在推动方向中的峰值荷载。这是因为受拉伸荷载作用下的裂缝会在混凝土中扩展。当水平荷载转向为推动方向时，开裂试件在拉伸方向就无法达到峰值荷载。箍筋有效地提高了梁柱节点的水平荷载能力。与对照试件相比，试件IJ-SP的平均峰值提高了21％。虽然在柱与腋之间发生了粘结破坏，但腋仍可以在受压下传递荷载，并提高梁柱节点的抗剪能力。与对照试件的峰值荷载相比，试件IJ-C150FM的峰值荷载增加了36％，并也比对照试件IJ-SP增加了12％。此外，试件IJ-C150FM的平均峰值略低于试件IJ-C150FMN的平均峰值。这可能是由于在试件IJ-C150FMN中使用的吊升模板所浇筑的腋具有较高的强度。
表14-等效水平力峰值(kN)
试件 拉(→) 推(←) 平均值 增幅
试件IJ-NC 103.8 -102.4 103.1 -
试件IJ-SP 130.9 -118.5 124.7 21.0％
试件IJ-C150FM 146.4 -134.0 140.2 36.0％
试件IJ-C150FMN 157.4 -144.0 150.7 46.2％
刚度衰退
试件的刚度定义为，在每个滞回环中，相反方向的水平最大等效荷载连线的斜率，如图26所示。随着荷载的增加，所有试件的刚度均降低。在试验的初始阶段，试件IJ-C150FMN的刚度最高，其次是试件IJ-C150FM。试件IJ-SP排名第三，而对照试件的刚度最低。在第一个滞回环中，试件IJ-C150FMN的刚度比试件IJ-C150FM的刚度高18％。随着裂缝的形成和扩展，试件IJ-C150FMN和IJ-C150FM的刚度差异会趋向减小。与对照试件相比，试件IJ-SP在初始阶段表现出相似的刚度，然而在峰后阶段表现出更高的刚度。这是因为箍筋会阻碍节点中的斜向裂缝发展，并导致试件IJ-SP中有较低的水平变形。
腋应变
在腋的质心安装应变片，以测量平行于腋斜边的混杂微纤维加固砂浆的应变。图27出示了加固试件的腋的应变。腋会因为梁柱节点试件上的轴向荷载，而在整个试验过程中受到压缩应变。随着正水平位移的增加，腋的压缩应变会快速地增大。当试验终止时，试件IJ-C150FMN和IJ-C150FM的腋分别达到0.0018和0.0025的压缩应变。后一试件中的吊升模板所浇筑的加固砂浆具有较高的强度，有助于其更高的压缩应变。当两个加固试件均受到负水平位移作用时，腋在峰前阶段会表现出较小的应变，说明柱与腋之间的较差的粘结无法传递应力。
剪切变形
节点区在不同水平位移下的剪切变形如图28所示。在初始阶段，剪切应变维持在一个极小的数量级，小于10-3rad。当水平荷载超过74kN时，试件的节点区会出现剪切裂缝，且剪切应变明显地增大。当控制试件达到其峰值强度时，节点的剪切应变急剧增加，并发展出大量的剪切裂缝。试件IJ-SP节点区中的剪切应变比对照试件小得多。节点中的对角裂缝发展会受到箍筋阻碍。在箍筋屈服后，试件IJ-SP的剪切变形会快速地增大。在峰前阶段，加固试件IJ-C150FM和IJ-C150FMN会受益于腋，而表现出较高的节点刚度。然而，由于节点的剪切失效，在峰后阶段，加固试件中的剪切应变会急剧增加。
耗能
图29出示了梁柱节点在不同水平位移下的耗能。滞回环面积累加而得到耗能。由腋加固的试件和具抗震要求的试件的耗能能力均会高于对照试件，节点中的箍筋和腋对耗能是有益的。与对照试件相比，试件IJ-C150FM和IJ-SP的耗能可分别上升32％和36％，而试件IJ-C150FMN在水平位移为70毫米时会出现最大幅的上升，达到了55％。试件IJ-C150FM和试件IJ-C150FMN之间的耗能差异可归因于后者的腋具有较高的强度。
腋加固外梁柱节点的抗震性能
使用第一示例中所确定的加固砂浆来制备腋加固外梁柱节点试件。进行拟静力荷载试验来评估有腋和无腋试件的抗震表现。本部分将会描述用来加固的试件和腋，然后是试验设置和结果。且会附上试件的失效模式、滞回环、峰值荷载和应变计的结果。将检验混杂微纤维加固砂浆腋对梁柱节点抗震性能造成的影响。
外梁柱节点试件的制备和加固
制备了三个外梁柱节点试件(试件EJ-NC、EJ-SP和EJ-C200FMN)。对照试件EJ-NC表示无腋的外梁柱节点。试件EJ-SP为根据香港混凝土规范2013的抗震要求所设计的一种外梁柱节点。试件EJ-SP中，采用一对直径为8mm的箍筋(R8)作为节点抗剪切钢筋。试件EJ-C200FMN为梁柱节点，其采用尺寸为200mm的腋来加固，即LC对LBC的比值为0.67(表15)。试件的尺寸和钢筋细节可如图30至32所示。柱高为2585毫米且截面为300mm×300mm。梁长为1400mm且截面为275mm×400mm。采用直径为20mm和25mm的变形钢筋(T20和T25)来做为纵向钢筋。混凝土保护层与箍筋的距离为25mm。
表15-外梁柱节点的细节
Figure BDA0002284451030000181
Figure BDA0002284451030000191
与内梁柱节点试件类似，采用坍落度为150mm的预拌混凝土C30。在脱模后，所有试件会在空气中养护。在拟静力试验的前一天，使用100mm的立方体试件测量每个试件的混凝土抗压强度“fcu”，其如表16所示。在养护后，使用吊升模板法制成的腋对试件EJ-C200FMN进行加固。
表16-混凝土抗压强度(MPa)
试件 试件EJ-NC 试件EJ-SP 试件EJ-C200FMN
抗压强度f<sub>cu</sub> 44.1 35.2 33.2
图33出示了外梁柱节点上的试验装置。下柱的底部固定在铰支座上，并可自由转动。梁的末端由钢柱支撑。应变片安装在腋的表面、纵向钢筋和靠近节点区的箍筋上。在节点对角安装了一对线性可变位移传感器来测量剪切变形。
外梁柱节点进行的拟静力试验的程序与内梁柱节点上的相似。在整个试验过程中，轴向荷载保持不变，其强度为0.25fcuAg。在施加轴向荷载之后，对每个试件进行反复水平加载试验。水平加载根据图34中所示的加载制度来施加。循环加载在每个位移水平处会重复两次。
失效模式：
试件EJ-NC梁底部的弯曲裂缝为先被观察到的。接着，在节点和梁的顶部出现了多道垂直裂缝。随后，在位移比为0.82％时，节点出现了斜向裂缝。随着位移比的逐渐增大，梁上出现了更多的弯曲裂缝，且现有的裂缝会扩展开来。剪切裂缝会在节点区的中心相交，并扩展至上柱和下柱。当水平力达到其峰值时，斜向裂缝在节点区全面发展，表明试件EJ-NC已因节点剪切破坏而失效。如图35所示，于反向循环加载的作用下，节点斜向裂缝的反复开合加速了节点保护层在峰后阶段的剥落。
试件EJ-SP的裂缝样式与试件EJ-NC相似。弯曲裂缝首先出现在梁的底部，然后出现在梁的顶部。随后，在位移比为0.81％时，节点中出现了斜向裂缝。随着位移比增大，弯曲裂缝增加并且朝梁的中性轴扩展。剪切裂缝在节点区的中心相交，并扩展至柱。由于节点中有箍筋，因此试件EJ-SP中的斜向裂缝数量少于对照试件(图36)。当位移比超过1.43％时，由于节点发生剪切破坏，因此试件EJ-SP的荷载能力下降。EJ-SP试件节点中的箍筋未屈服。
图37描绘了试件EJ-C200FMN的裂缝样式和失效模式。会先在梁处观察到弯曲裂缝。接着，当位移比达到0.52％时，梁与腋的接合处会出现裂缝。随着位移比的增加，裂缝水平地扩展，使得腋与梁分离。同时，斜向裂缝会形成并扩展至节点的中心处。当试件达到其峰值强度时，大量的斜向裂缝会在节点区的中心彼此相交。试件EJ-C200FMN因节点的剪切破坏和腋的压缩破坏而失效。在峰后阶段，剪切裂缝扩展至柱。下柱背向梁的一侧混凝土保护层剥落，主钢筋暴露出来。与IJ-C150FM和IJ-C150FMN不同，试件EJ-C200FMN的腋上未发现裂缝。
滞回行为：
图38示出了外梁柱节点的水平荷载—位移关系图。不同于试件EJ-NC和EJ-SP，在循环加载的作用下，试件EJ-C200FMN在推拉两个方向上的表现是不对称的。在峰后阶段，试件EJ-C200FMN的滞回环比其他两个试件的较为细长。图39出示了外梁柱节点试件在等效水平力作用下的滞回环包络线。所有的外梁柱节点试件在正水平位移作用下均表现出较接近的荷载能力，然而在负水平位移作用下的试件EJ-C200FMN会表现出比试件EJ-NC和EJ-SP更高的峰值强度。由于节点中有箍筋，在峰值后阶段中，试件EJ-SP的荷载能力的衰退程度比其他试件小。
表17出示了外梁柱节点试件的等效水平力的峰值。与对照试件相比，试件EJ-SP在水平加载的两个方向上均具有相近的荷载能力。试件EJ-SP节点中的抗震措施似乎对抗震表现的增益效果不大。相反地，试件EJ-C200FMN在正水平位移(即拉力方向)作用下的峰值荷载与对照试件几乎相同，然而在负水平位移(即推力方向)作用下，其峰值载荷比对照试件提高了22.3％。试件EJ-C200FMN的抗震性能的方向性差异主要归因于腋在双向水平位移作用下传递荷载的效能。在正水平位移下，梁底处的腋会承受拉伸荷载。梁与腋之间的粘结是不充分的，会导致其无法承受拉伸荷载。腋会与梁分离，无法提升试件EJ-C200FMN的承载力。但是，当水平位移为负时，腋能有效地抵抗压缩，并因此提高梁柱节点试件的水平荷载能力。
表17-外梁柱节点试件的等效水平力的峰值(kN)
Figure BDA0002284451030000211
试件的刚度可如图40所示。随着增大位移比，全部试件的刚度均会降低。由于腋的存在，加固后的试件EJ-C200FMN虽然混凝土强度最低，但其在峰前阶段中比其他试件刚度更大。由于混凝土的强度较低，试件EJ-SP在峰前阶段的刚度比对照试件低。随着位移比的增大，剪切裂缝会在节点中扩展，并显著降低对照试件的刚度。反之，节点中的剪切裂缝的发展会受到箍筋阻碍，因此可减轻试件EJ-SP的刚度衰退。这也解释了试件EJ-SP在峰后阶段中的刚度高于对照试件的原因。
试件EJ-C200FMN的腋的质心处安装应变片，以测量平行于腋斜边(对角线表面)的加固砂浆的应变。图41出示了加固试件的腋的应变。腋可以在水平荷载达到52kN之前传递拉伸荷载。在那之后，腋中的拉伸应变会逐渐减小，这可能是由于腋与梁之间发生剥离所导致。在负水平荷载的作用下，腋的压缩应变会快速地增大，并达到0.0005。试件EJ-C200FMN中的腋的压缩应变峰值会远小于试件IJ-C150FMN和IJ-C150FM，这可能是因腋具有较大尺寸所致。
图42出示了梁柱节点在不同水平位移下的耗能。分别对双向位移中的耗能进行了计算。在峰前阶段，试件EJ-SP和EJ-C200FMN表现出了比对照试件更高的耗能，这分别可归因于节点中的箍筋和腋增进了承载能力。在峰后阶段，试件EJ-SP的耗能会略高于其它试件。这是由于试件EJ-SP的节点中的箍筋阻碍了剪切裂缝扩展。
因此，如多个示例所說明的，开发出了一种高性能加固砂浆，其具有高抗压强度、高抗拉强度和高粘结强度。使用加固砂浆制成的腋安装在梁柱节点处，并进行了广泛的试验。如试验所示，由所发明的加固砂浆制成的腋可以使梁柱节点具有更高的水平荷载能力、刚度和耗能。对梁柱节点所进行的加固可使用固定模板和吊升模板来实现。
本领域技术人员将可由上述描述中理解到，可采用多种形式来实现实施方式的广泛工艺。因此，虽然已经结合具体示例对实施方式进行了描述，然而实施方式的实际范围不应以此为限，这是因为对于本领域技术人员而言，其在阅读了说明书和随后的权利要求之后，将显而易见的可想到其他修改方案。

Claims (16)

1.一种聚合物改性混杂纤维的胶凝复合材料，其特征在于，一天抗压强度至少为17
MPa、二十八天抗拉强度至少为3.8MPa、极限拉伸应变的范围从3％至9％、七天粘结强度至少为2.3MPa，其中所述胶凝复合材料包括：
胶凝材料，包括普通硅酸盐水泥、粉煤灰和硅灰；
重量百分比等于或小于9％的石灰石粉；
沙；
高效减水剂；以及
水；
其中所述胶凝复合材料还包括聚合物添加剂，所述聚合物添加剂包括苯乙烯-丁二烯橡胶和/或者乙烯-乙酸乙烯酯共聚物，且掺量为所述胶凝材料质量的2％至8％，所述复合材料还包括纤维添加物，所述纤维添加物包括镀铜钢纤维和聚乙烯纤维，其中所述镀铜钢纤维的掺量为所述胶凝复合材料体积的0.3％至0.5％，而所述聚乙烯纤维的掺量为所述胶凝复合材料体积的0.8％至1.0％。
2.如权利要求1所述的聚合物改性混杂纤维的胶凝复合材料，其特征在于，其中所述粉煤灰的掺量为所述胶凝材料质量的25％至35％。
3.如权利要求1所述的聚合物改性混杂纤维的胶凝复合材料，其特征在于，其中所述硅灰的掺量等于或小于所述胶凝材料质量的5％。
4.如权利要求1所述的聚合物改性混杂纤维的胶凝复合材料，其特征在于，其中所述镀铜钢纤维的直径至少为160微米。
5.如权利要求1所述的聚合物改性混杂纤维的胶凝复合材料，其特征在于，其中所述聚乙烯纤维的直径等于或小于0.025毫米。
6.如权利要求1所述的聚合物改性混杂纤维的胶凝复合材料，其特征在于，其中所述高效减水剂为聚羧酸系高效减水剂。
7.如权利要求1所述的聚合物改性混杂纤维的胶凝复合材料，其特征在于，其中所述镀铜钢纤维的平均长度大于13毫米。
8.一种加固混凝土结构，其特征在于，包括：
混凝土梁柱节点；以及
腋，位于所述混凝土梁柱节点上，且所述腋填充在梁和柱之间的近似直角的交会点，并在梁和柱之间延伸出近似对角线的表面，其中所述腋包括硬化的加固砂浆，所述加固砂浆为权利要求1中所述的聚合物改性混杂纤维的胶凝复合材料。
9.如权利要求8所述的加固混凝土结构，其特征在于，其中所述腋的尺寸对于柱的宽度和梁的深度的最小尺寸的比值范围为0.5至1.0。
10.根据权利要求8所述的加固混凝土结构，其特征在于，还包括第二个腋，其中所述腋和所述第二个腋位于梁的下方。
11.根据权利要求8所述的加固混凝土结构，其特征在于，其中所述粉煤灰的掺量为所述胶凝材料质量的25％至35％。
12.根据权利要求8所述的加固混凝土结构，其特征在于，其中所述硅灰的掺量等于或小于所述胶凝材料质量的5％。
13.根据权利要求8所述的加固混凝土结构，其特征在于，其中所述镀铜钢纤维的直径至少为160微米。
14.根据权利要求8所述的加固混凝土结构，其特征在于，其中所述聚乙烯纤维的直径等于或小于0.025毫米。
15.根据权利要求8所述的加固混凝土结构，其特征在于，其中所述高效减水剂为聚羧酸系高效减水剂。
16.根据权利要求8所述的加固混凝土结构，其特征在于，其中所述钢纤维的平均长度大于13毫米。
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