预制混凝土叠合板底部采用工厂预制的混凝土薄板作为永久模板，与上部现浇混凝土叠合层形成整体受力 ^[1]。随着建筑工业化在全国大规模的推广，预制混凝土叠合板的应用大幅增加 ^[2]。火灾后混凝土力学性能严重劣化、钢筋抗拉强度有所降低，且受火后钢筋与混凝土间的黏结强度明显降低。因此，受火后钢筋混凝土叠合板承载力明显降低、刚度显著劣化 ^[3]，火灾后需通过合理的加固修复措施使其满足继续安全使用的要求。

　　 粘贴碳纤维 (carbon fiber reinforced polymer, CFRP) 布加固技术由于轻质、高强、耐腐蚀和施工方便等优点在工程结构加固中得到了广泛应用 ^[4]。张继文等 ^[5,6]采用外贴CFRP布或钢板条带法加固混凝土双向板，在试验研究及理论分析的基础上提出集中荷载作用下加固板的塑性铰线理论，并推导出双向板承载力计算公式;李源等 ^[7]通过试验研究简支条件下受均布荷载作用的外贴CFRP布加固预裂双向板受力性能，研究结果表明采用CFRP布加固能显著提高双向板承载力、抗裂性能及抗变形能力;张拯 ^[8]研究均布荷载作用下外贴CFRP布加固预裂RC双向板的受力性能，研究结果表明均布荷载作用下粘贴CFRP布加固混凝土板的破坏模式主要为板底CFRP布剥离。上述成果主要研究常温下混凝土双向板加固后的性能，未涉及受火后预制混凝土叠合板采用粘贴CFRP布加固后的性能。

　　 通过受火后钢筋混凝土叠合板粘贴CFRP布加固修复对比试验，揭示加固修复试件受力性能及破坏机理，并分析边梁约束的影响规律，为预制混凝土叠合板的加固修复提供技术依据。

　　 设计4块预制混凝土叠合板试件，其中，试件S1为未受火未加固带边梁对比试件，试件SS1为未受火加固带边梁对比试件，试件SS3为受火130min自然冷却后粘贴CFRP布的带边梁加固试件，试件SS4为受火130min自然冷却后粘贴CFRP布的不带边梁加固试件。试件S1加载至破坏位移后停止加载，粘贴CFRP布加固后为试件SS1。试件SS3, SS4加固前受火时持荷比为0.42。

　　 试件S1, SS1, SS3四周有边梁，试件尺寸及配筋完全相同，如图1所示。试件SS4平面尺寸及板内配筋与其他试件相同，但不带边梁约束，所有试件板面尺寸均为4 000mm×2 640mm。

　　 试件由混凝土浇筑而成，实测混凝土力学性能如表1所示，实测钢筋力学性能如表2所示。受火后混凝土和钢筋材料力学性能可根据常温下实测力学性能和受火后强度折减系数确定。

　　 试件加固用CFRP布为高强度I级，力学性能如表3所示。选用双组分碳纤维浸渍胶，力学性能如表4所示。

　　 试件SS3, SS4受火试验在大型水平试验炉中进行。试件四边搁置在四周炉壁上，通过分配系统在板面进行12点加载以模拟均布加载。升温前分级加载至预定荷载并保持稳定，然后按标准升温曲线进行升温，升温至130min后停火并卸载，自然冷却至室温后进行加固，待养护完成后重新进行常温静载试验。

　　 受火试验中，试件SS3板顶最大裂缝宽度4.5mm，跨中最大挠度112.5mm，卸载后残余挠度23.0mm，板底及边梁侧面混凝土爆裂严重;试件SS4板顶最大裂缝宽度1.2mm，跨中最大挠度131.0mm，卸载后残余挠度90.0mm，板底混凝土龟裂严重，板角形成弧形裂缝。

　　 加固前对跨中残余挠度较大的试件SS4进行适当反顶。具体加固工艺为:对板顶较大的裂缝采用压力注浆法灌注环氧砂浆进行修补;对板底及边梁受损严重的区域，首先凿除烧损或酥松的混凝土直至露出坚硬的混凝土表面，然后用砂轮机将板底打磨平整并除去浮浆，最后用灌浆料修补至原设计板厚，并养护至设计强度;沿板底短跨、长跨方向各粘贴1层200mm宽高强度I级CFRP布，间距400mm (净距200mm) ，铺设方式及端部锚固如图2所示。

　　 试件搁置在底梁上，为防止底面发生应力集中或局部受压，在接触面上铺设10mm厚细砂。通过分配系统在板面进行12点加载，采用2台100t千斤顶进行分级加载。千斤顶放置在分配梁1与反力架间，并布置压力传感器，对每级荷载进行实时反馈控制。加载时每级荷载为50kN (试件SS4每级荷载为20kN) 并持荷5min，待变形基本稳定后采集数据、观测裂缝，然后进行下级加载，试件破坏时立即停止加载。试验装置如图3所示。

　　 在所有试件支座及跨中布置竖向位移传感器，以量测加载过程中整体变形情况，测点布置如图4所示。

　　 试件S1在加载初期应变和跨中挠度较小，跨中挠度随荷载变化基本呈线性增加。当荷载增至210kN时，试件板顶沿长跨方向首先出现微裂缝;加载至300kN时，边梁侧面出现45°斜裂缝;加载至650kN时，试件最大裂缝宽度达1.5mm，跨中最大挠度约30mm;继续加载至950kN时，板顶最大裂缝宽度3.8mm，跨中最大挠度65.1mm;停止加载并卸载后，残余挠度18.0mm，板底沿塑性铰线开裂，板顶支座处环向开裂 (见图5) 。

　　 试件SS1加载至250kN时，已修补的主裂缝逐渐开裂且周围出现细微扩展裂纹，未修补的环状主裂缝明显加深、加宽且周边出现明显延伸裂纹;当荷载超过650kN后，板底不断出现明显的CFRP布撕扯声，原修补的环状主裂缝再次开裂，并不断出现延伸扩展裂缝;加载至1 168kN时，试件丧失承载能力，跨中挠度26.8mm。试件SS1表现为双向板破坏模式，板顶主裂缝沿支座呈环状分布;板底混凝土沿塑性铰线发生开裂，CFRP布发生剥离和断裂 (见图6) 。

　　 试件SS3加载至600kN时，板顶沿长跨方向修补过的主裂缝重新开裂;随着荷载的增加，环状主裂缝周围不断出现新裂缝;加载至1 046kN时，试件丧失承载能力，跨中挠度55.2mm。试件SS3破坏模式为板顶一侧发生冲切破坏，且板底粘贴的CFRP布发生大面积剥离，但未发生断裂及端部锚固失效 (见图7) 。

　　 试件SS4加载至240kN时，板角主裂缝周围出现新裂缝;加载至680kN时，板底传出CFRP布撕裂的声音;继续加载至760kN时，挠度急剧增加，板底CFRP布出现明显的断裂声;加载至839kN时，试件SS4丧失承载能力，跨中挠度最大值为56.8mm。试件SS4表现为典型双向板破坏模式，板顶裂缝沿周边发展较充分，角部斜裂缝加宽，板面四周翘曲明显;板底塑性铰线发展较充分，直线段和一侧斜线段CFRP布发生断裂，另一侧斜线段CFRP布出现剥离 (见图8) 。

　　 试件荷载-跨中挠度关系曲线如图9所示。由图9可进一步确定试件初始抗弯刚度E、屈服荷载P_y、极限荷载P_u及对应的跨中屈服挠度Δ_y、跨中极限挠度Δ_u。初始抗弯刚度根据40%极限荷载处的割线刚度确定，屈服荷载根据等能量法确定 ^[9]，即取能量平衡的割线与荷载位移曲线的交点，试验结果如表5所示。

　　 由图9可知，试件受力过程普遍分为2个阶段:加载初期荷载-跨中挠度关系曲线处于弹性阶段;随着荷载的增加，试件进入非线性受力阶段。

　　 由表5可知，采用粘贴CFRP布加固后，试件SS1板底裂缝开展得到了抑制，初始刚度、屈服承载力和极限承载力均较试件S1得到明显提升，提升幅度分别为48.3%，35.4%，22.9%。

　　 相同边梁约束条件下，试件SS3初始刚度、屈服承载力和极限承载力较试件SS1分别降低54.5%，13.3%，10.4%，但屈服承载力和极限承载力高于试件S1，初始刚度低于试件S1。主要因为受火后钢筋和混凝土材料性能退化，承载力降低;板底混凝土爆裂、烧损后初始刚度降低，粘贴CFRP布虽不能明显提高初始刚度，但可大幅提高承载力。

　　 相同受火时间下，试件SS4初始刚度、屈服承载力和极限承载力较试件SS3分别降低39.6%，14.6%，19.8%，主要由于边梁为受火后加固试件支座处提供转动约束，大大提高了楼板刚度和承载力。

　　 由于本次试验未测试未受火无边梁约束叠合板承载力，根据塑性铰线理论进行估算，常温下极限荷载为455kN，可知所有加固试件承载力均大于受火前承载力。

　　 各试件变形能力通常可根据位移延性系数μ (μ=Δ_u/Δ_y) 或能量延性系数λ (λ=E_u/E_y) 评价。各试件延性系数分析结果如表6所示。

　　 由表6可知，位移延性系数和能量延性系数变化规律基本一致。总体来说，未受火加固试件的延性系数较未加固对比试件有所降低;受火后加固试件的位移延性系数较未受火加固试件有所降低。由于试件SS1, SS3, SS4采用CFRP布进行加固，破坏时CFRP布发生剥离和断裂，因此延性较小。

　　 1) 未受火对比试件发生整体弯曲破坏，板底裂缝簇模式与双向板经典塑性铰线理论假设的裂缝模式一致;粘贴CFRP布加固未受火试件和无边梁约束受火后加固试件的主要破坏模式为整体弯曲破坏，板底塑性铰线处CFRP布发生剥离及断裂;粘贴CFRP布加固带边梁约束受火后加固试件主要破坏模式为板顶一侧冲切破坏，CFRP布大面积剥离。

　　 2) 粘贴CFRP布加固后，未受火加固对比试件SS1板底裂缝开展得到了抑制，初始刚度、屈服承载力和极限承载力较试件S1得到明显提升，提升幅度分别为48.3%，35.4%，22.9%;相同边梁约束条件下，持荷受火130min后加固试件SS3初始刚度、屈服承载力和极限承载力较未受火加固试件SS1分别降低54.5%，13.3%，10.4%，但屈服承载力和极限承载力高于试件S1，初始刚度低于试件S1;无边梁约束受火130min后加固试件SS4初始刚度、屈服承载力和极限承载力较试件SS3分别降低39.6%，14.6%，19.8%。

　　 3) 未受火加固对比试件SS1延性系数较未受火未加固对比试件S1有所降低，试件SS3, SS4位移延性系数较试件SS1有所降低。