外套鋼管加固受損鋼管混凝土短柱軸壓試驗(yàn)研究

吳陽峰，劉俊，張鴻梅*

(1.延邊大學(xué)工學(xué)院 土木工程系; 2.延邊建設(shè)工程質(zhì)量檢測鑒定有限公司：吉林 延吉 133002)

隨著建筑業(yè)的高速發(fā)展，加固行業(yè)也得到了迅速發(fā)展.資料[1]統(tǒng)計(jì),自1997年以來,我國加固工程量的年平均遞增量達(dá)到30%以上,2000年全國年加固修復(fù)工程量已突破100萬m2.鋼管混凝土作為一種承壓構(gòu)件廣泛應(yīng)用于高層、超高層、地鐵、車站、橋梁等結(jié)構(gòu)，當(dāng)鋼管受到化學(xué)腐蝕、外力破壞等因素影響時(shí)，其結(jié)構(gòu)承載能力會(huì)大大降低，對(duì)建筑的整體性能產(chǎn)生較大影響.目前，針對(duì)鋼管混凝土結(jié)構(gòu)加固的研究主要集中于通過外包CFRP的方式進(jìn)行加固[2-5].林曉康等[6]采用外包鋼管混凝土加固法對(duì)火災(zāi)作用后的鋼管混凝土柱進(jìn)行研究發(fā)現(xiàn)，加固后試件的極限承載力和抗彎剛度得到顯著提高，均可以恢復(fù)到未受火時(shí)的狀態(tài).于洋[7]采用外套鋼管混凝土的加固方法對(duì)在初應(yīng)力作用下的鋼管混凝土試件進(jìn)行了研究，并推導(dǎo)出加固后試件的承載力計(jì)算公式.本文在上述研究基礎(chǔ)上，采用外套鋼管法加固受損鋼管混凝土短柱，并研究受損鋼管混凝土加固前后的承載力變化情況.

1 試驗(yàn)研究

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

對(duì)13根試件進(jìn)行軸壓試驗(yàn),其中4根為單鋼管混凝土試件，9根為加固試件.通過在鋼管表面開口的形式來模擬鋼管混凝土短柱受到損傷的情況，試件開口均為矩形口，開口位置如圖1所示.

圖1 試件開口及應(yīng)變片位置示意圖

1.2 試件參數(shù)

試驗(yàn)的各試件參數(shù)如表1所示.損傷鋼管混凝土柱的鋼管壁厚為4.0 mm，外徑為200 mm，長徑比為3.0.外套鋼管壁厚分別為2、3、4 mm，外徑為300 mm.為了便于內(nèi)鋼管應(yīng)變片出線，在上承壓板上留出400 mm×20 mm×15 mm的凹槽，具體作法如圖2所示，損傷的鋼管模型如圖3所示.

表1 試件的基本參數(shù)

圖2 上承壓板構(gòu)造示意圖

圖3 損傷鋼管模型

1.3 材料特征

試驗(yàn)采用強(qiáng)度等級(jí)為C30的現(xiàn)澆混凝土，水泥為吉林亞泰生產(chǎn)的鼎鹿牌普通硅酸鹽水泥(P.O42.5)，細(xì)骨料采用細(xì)砂，粗骨料采用最大粒徑為15 mm的碎石.為了改善鋼管對(duì)混凝土的約朿作用，在混凝土中摻入質(zhì)量分?jǐn)?shù)為7%的大川牌UEA型膨脹劑.混凝土配合比如表2所示.

表2 現(xiàn)澆混凝土配合比 kg

在試件混凝土澆筑過程中，同時(shí)制作一組邊長為150 mm的混凝土立方體試塊.試塊在同條件下養(yǎng)護(hù)28 d，經(jīng)實(shí)測其28 d的強(qiáng)度為33.8 MPa.本文的試驗(yàn)鋼管分別采用2、3、4 mm厚的Q235級(jí)鋼板，鋼板按設(shè)計(jì)尺寸加工冷彎成型，經(jīng)拉伸試驗(yàn)得出鋼管屈服強(qiáng)度為253.5 MPa，極限強(qiáng)度為320.8 MPa.

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 加載制度

試驗(yàn)的加載方式為分級(jí)加載制.在預(yù)估極限荷載彈性范圍內(nèi)，每級(jí)施加荷載為預(yù)估極限荷載的1/10;在每級(jí)加載持荷2.5 min后再進(jìn)行下一級(jí)的加載，持荷前后均需記錄時(shí)間、荷載值和變形值等相關(guān)數(shù)據(jù).當(dāng)荷載約達(dá)到預(yù)估極限荷載的75%以后，每級(jí)施加荷載為預(yù)估極限荷載的1/20～1/15.當(dāng)荷載達(dá)到最大值,試驗(yàn)機(jī)壓力表指針開始回轉(zhuǎn)時(shí),仍繼續(xù)送油,并不斷記錄儀表讀數(shù)和相應(yīng)的荷載值.當(dāng)試件變形較大,荷載-變形曲線呈明顯的下降時(shí)停止試驗(yàn).當(dāng)試件接近破壞時(shí)慢速連續(xù)加載，直至試件破壞.應(yīng)變數(shù)據(jù)通過CM-2B數(shù)據(jù)采集儀采集和分析，人工讀取荷載值[8].加載與采集裝置和應(yīng)變采集裝置見圖4和圖5.

圖4 加載與采集裝置

圖5 應(yīng)變采集裝置

2.2 試驗(yàn)現(xiàn)象分析

1) 損傷單鋼管混凝土試件的破壞形態(tài)同普通鋼管混凝土短柱的破壞形態(tài)相近，本文以試件C-IC-O0為例進(jìn)行分析.加載初期，試件表面無明顯變化；當(dāng)荷載達(dá)到其極限荷載的70%(1 000 kN)時(shí)，試件表面發(fā)出輕微的“吱吱”聲，試件開口處有輕微的張開;當(dāng)試驗(yàn)荷載達(dá)到其極限荷載的90%(1 400 kN)時(shí)，靠近加載端的鋼管表面有局部外凸現(xiàn)象，開口處有明顯的撕拉破壞，并伴隨有聲響；當(dāng)試驗(yàn)荷載達(dá)到其極限荷載的100%(1 550 kN)時(shí)，鋼管開口處嚴(yán)重撕裂，靠近端部處呈現(xiàn)“腰鼓形”破壞，試件屈服.

2) 對(duì)加固后的鋼管混凝土短柱，本文以試件C-IC-O3為例進(jìn)行分析.當(dāng)荷載達(dá)到其極限荷載的75%(2 500 kN)時(shí)，在試件表面出現(xiàn)45°的剪切滑移線，并伴隨有聲響，但無較大變形；當(dāng)荷載超過2 500 kN時(shí)，變形有明顯增大，這可能是內(nèi)部混凝土壓碎而導(dǎo)致內(nèi)力重新分布所引起；當(dāng)荷載達(dá)到其極限荷載的95%(3 400 kN)時(shí)，靠近試件端部的表面出現(xiàn)斜向的鼓曲，且向下拓展，靠近試件中部附近，出現(xiàn)大面積的凹陷，這可能是內(nèi)鋼管開口處撕裂，混凝土被嚴(yán)重壓碎而引起的；當(dāng)荷載達(dá)到其極限荷載的100%(3 576 kN)時(shí)，雖然對(duì)試件無法繼續(xù)加荷，但是荷載并未馬上降低，下降速率較慢，可見加固后試件無論在承載能力方面，還是在延性方面都有較大的提高.試件典型破壞形態(tài)如圖6所示.

圖6 試件典型破壞形態(tài)

2.3 軸壓試件的荷載變形曲線分析

從圖7(a)的單鋼管混凝土柱的荷載-變形曲線可以看出：加載初期，曲線基本呈線性增長，各試件變形曲線接近；當(dāng)荷載加載到一定數(shù)值時(shí)，各曲線開始出現(xiàn)逐步分離的趨勢，但是對(duì)于損傷率小于10%的試件，其變形程度與完整的單鋼管混凝土試件接近;而損傷率為16.7%和25%的試件，當(dāng)其荷載達(dá)到極限值時(shí)，其變形較大，鋼管套箍作用減弱，變形曲線下降速率較快.

不同損傷率的加固試件其荷載變形曲線如圖7(b-e)所示.由圖可知，盡管加固試件的損傷率以及外套鋼管壁厚不同，但受損單鋼管混凝土試件與加固后試件的受力過程相似，均可以分為以下3個(gè)階段：

第1階段:彈性階段.此時(shí)OA段與OA′段基本呈線性關(guān)系，但KOA>KOA′，且PA>PA′, 這說明加固后試件的初始剛度以及承載力都比損傷試件高.不同壁厚的加固試件斜率接近，說明在彈性階段外套鋼管壁厚對(duì)試件變形影響不大.而相同外套壁厚的不同損傷試件，K10%>K16.7%>K25%，說明損傷率較大的試件先進(jìn)入下一段彈塑性階段.

第2階段：彈塑性階段.隨著荷載的增加，曲線開始偏轉(zhuǎn)，如圖7(e)中AB段與A′B′段.此時(shí)受損鋼管的剛度壓縮，對(duì)于不用損傷程度的鋼管混凝土短柱，隨著損傷率的增大，其變形也相應(yīng)的增大，相同外套壁厚的加固試件，其變形量δ25%>δ16.7%>δ10%.而單鋼管損傷試件，在開口處鋼管撕裂，同時(shí)混凝土被壓碎，鋼管提前屈服，變形增大.由此可知：對(duì)于開口程度較大的試件，其整體變形較大.對(duì)于加固后的試件，軸向變形受到限制，未出現(xiàn)明顯變形，隨著外套鋼管壁厚的增大，試件整體變形變小.

圖7 試件荷載變形曲線

第3階段：破壞階段.當(dāng)荷載超過極限值時(shí)，單鋼管試件的鋼管迅速軟化，曲線呈下降的趨勢，如圖7(e)中B′C′段；而加固試件的變形緩慢增長(BC段)，荷載并沒有馬上下降，說明外套鋼管與外層混凝土的雙重約束延緩了試件荷載下降速率，提高了試件的承載力和延性.對(duì)于不同損傷率的加固試件，隨著外鋼管壁厚的增大，試件變形下降速度減慢，其中損傷率較大的試件，荷載下降較快.

2.4 試件的承載能力分析

如圖8(a)所示：對(duì)于單鋼管混凝土試件，當(dāng)損傷率小于10%時(shí)，其對(duì)試件承載力影響不大.隨著損傷率增大，試件極限承載力明顯降低，這是由于試件開口降低了鋼管對(duì)混凝土的環(huán)向約束，套箍系數(shù)變小而造成的.試件C-IA-O0、C-IB-O0、C-IC-O0的極限承載力分別為原鋼管混凝土試件C-Y-0(極限承載力為1 960 kN)的96.7%、90.2%、79%.如圖8(b)所示：對(duì)于開口長度為60 mm的損傷單鋼管試件，分別采用壁厚為2、3、4 mm的外套鋼管進(jìn)行加固后，試件承載力分別提高到原來的2.02、2.12、2.36倍.對(duì)于開口長度為100 mm的損傷單鋼管試件，分別采用上述壁厚的外套鋼管進(jìn)行加固，試件承載力分別提高到原來的1.92、2.15、2.35倍.對(duì)于開口長度為150 mm的損傷單鋼管試件，分別采用上述壁厚的外套鋼管進(jìn)行加固，試件承載力分別提高到原來的1.94、2.31、2.49倍.

圖8 試件承載力的影響因素

3 結(jié)論

本文通過對(duì)13根損傷鋼管混凝土試件進(jìn)行軸壓試驗(yàn)，討論了試件損傷率、外套鋼管壁厚對(duì)加固前后試件承載力的影響，并得出以下結(jié)論：①對(duì)于損傷單鋼管混凝土試件，其極限承載力隨著損傷率的增大而降低，但對(duì)于損傷率小于10%的試件，其承載力變化不明顯，只是在后期延性方面影響較大.②在試件開口長度一定時(shí)，采用壁厚分別為2、3、4 mm的外套鋼管進(jìn)行加固，加固后試件的承載力為加固前的1.9～2.5倍.③加固試件的受力過程與單鋼管混凝土短柱受力過程相似，同樣可以分為彈性階段、彈塑性階段、破壞階段.④外套鋼管的壁厚與提高受損鋼管混凝土短柱的極限承載力呈正比關(guān)系.以上結(jié)果表明，外套鋼管法可作為加固受損鋼管混凝土短柱的一種加固方法.

參考文獻(xiàn)：

[1] 宋中南.我國混凝土結(jié)構(gòu)加固修復(fù)業(yè)技術(shù)現(xiàn)狀與發(fā)展對(duì)策[J].混凝土,2002,10(156):10-11.

[2] 韋江萍.CFRP加固鋼管混凝土軸心受壓短柱承載力分析[J].工程抗震與加固改造,2009,31(4):66-70.

[3] 董江峰,侯敏,王清遠(yuǎn).何東碳纖維布加固薄壁鋼管再生混凝土短柱的力學(xué)性能[J].四川大學(xué)學(xué)報(bào):工程科學(xué)版,2012,44(1)：255-260.

[4] 顧威,李宏男,孫國帥.CFRP加固受損鋼管混凝土軸壓柱試驗(yàn)研究[J].建筑材料學(xué)報(bào),2013(1):138-142.

[5] 李輝.FRP加固鋼管混凝土圓柱軸壓性能研究[D].廣州：廣東工業(yè)大學(xué),2013:6-7.

[6] 林曉康,韓林海.火災(zāi)后方鋼管混凝土柱抗震加固方法初探[J].哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào),2005，37(增刊)：434-437.

[7] 于洋.鋼管混凝土結(jié)構(gòu)外包加固承載力實(shí)驗(yàn)及分析研究[D].重慶：重慶交通大學(xué),2010:71-72.

[8] 李冉.CFRP-超薄壁圓鋼管混凝土短柱軸壓試驗(yàn)研究[D].延吉：延邊大學(xué),2014:18.