低周反復(fù)荷載作用下外包鋼套加固方鋼管混凝土柱試驗(yàn)研究

查昕峰，盧夢(mèng)瀟，楊炳，趙斌　(長(zhǎng)江大學(xué)城市建設(shè)學(xué)院，湖北 荊州 434023)

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低周反復(fù)荷載作用下外包鋼套加固方鋼管混凝土柱試驗(yàn)研究

查昕峰，盧夢(mèng)瀟，楊炳，趙斌(長(zhǎng)江大學(xué)城市建設(shè)學(xué)院，湖北 荊州 434023)

[摘要]通過(guò)3根方鋼管混凝土框架柱試驗(yàn)，研究了外包鋼套加固后柱的抗震性能，進(jìn)行了柱加固和加固后的低周反復(fù)試驗(yàn)，探討了不同鋼套厚度對(duì)外包鋼套加固柱抗震性能的影響。通過(guò)分析柱的滯回曲線、骨架曲線、延性系數(shù)、極限承載力、耗能能力及剛度退化等參數(shù)可知，外包鋼套固柱的破壞形態(tài)仍為壓彎破壞，該方法顯著提高了柱的承載力和剛度，抗震性能得到了很大提高，說(shuō)明外包鋼套加固是一種合理且有效的抗震加固方法。提出了外包鋼套加固方鋼管混凝土柱的受彎承載力計(jì)算公式，計(jì)算與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合較好。

[關(guān)鍵詞]方鋼管混凝土柱；外包鋼套；擬靜力試驗(yàn)；抗震性能；受彎承載力

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)是鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)的一種最重要的形式，其具有承載能力高與抗震性能好等優(yōu)點(diǎn)，目前已被廣泛應(yīng)用于橋梁、大跨度建筑及抗震設(shè)防區(qū)。國(guó)內(nèi)外歷次地震災(zāi)害表明，框架柱作為結(jié)構(gòu)最主要的抗側(cè)力構(gòu)件，其震后的災(zāi)害情況往往較之其他構(gòu)件要嚴(yán)重，柱的坍塌直接導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的破壞。因此，研究方鋼管混凝土柱的抗震加固對(duì)提高該類(lèi)結(jié)構(gòu)的抗震性能顯得十分重要[1，2]。

目前，國(guó)內(nèi)學(xué)者針對(duì)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的加固進(jìn)行了較為廣泛的試驗(yàn)研究和理論分析。相關(guān)規(guī)范也介紹了相應(yīng)的加固方法，《混凝土結(jié)構(gòu)加固技術(shù)規(guī)范》(CECS25:90)提出了加大截面法、外包鋼加固法、預(yù)應(yīng)力加固法及粘鋼加固法等。而鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的抗震加固研究較少，王佩瓊等[3]針對(duì)某電站鋼管混凝土的縱向開(kāi)裂及加固情況進(jìn)行了深入研究和分析。趙士永等[4]針對(duì)不按規(guī)范設(shè)計(jì)的鋼管混凝土結(jié)構(gòu)提出了相應(yīng)的加固方法和施工要點(diǎn)。王鐵成課題組[5～8]研究了一榀鋼管混凝土框架的抗震性能試驗(yàn)，針對(duì)已破壞的框架結(jié)構(gòu)采用補(bǔ)焊、焊鋼板等方法予以加固，并用有限元軟件模擬了加固效果。許成祥等[1,9]針對(duì)震損方鋼管混凝土框架節(jié)點(diǎn)、框架柱加固后的抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，探討了不同損傷程度對(duì)加固效果的影響。

基于已進(jìn)行的外包鋼加固震損鋼管混凝土抗震性能試驗(yàn)的研究結(jié)果[1]，筆者擬進(jìn)行不同鋼套厚度加固鋼管混凝土柱低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，探討不同鋼套厚度對(duì)加固效果的影響，并推導(dǎo)出適合外包鋼套加固方鋼管混凝土柱的受彎承載力公式，以期為工程加固提供試驗(yàn)和理論支持。

1試驗(yàn)概況

1.1試件設(shè)計(jì)

試件的設(shè)計(jì)方法及制作見(jiàn)文獻(xiàn)[1]，方鋼管混凝土柱選用截面尺寸200×4mm的冷彎薄壁空心方鋼管，鋼管材質(zhì)為Q235B。管內(nèi)核心混凝土等級(jí)為C40，養(yǎng)護(hù)28d后測(cè)得立方體平均抗壓強(qiáng)度為39.2MPa。共設(shè)計(jì)3個(gè)試件，編號(hào)分別為KJZ-0、KJZ-1、KJZ-2。試驗(yàn)軸壓比n為0.4，相應(yīng)施加在柱頂軸力為500kN。試件構(gòu)造示意圖見(jiàn)圖1，鋼材力學(xué)性能實(shí)測(cè)值見(jiàn)表1。

表1　鋼材力學(xué)性能實(shí)測(cè)值

圖1　試件構(gòu)造示意(單位：mm)

1.2試件加載裝置及加載制度

試驗(yàn)在長(zhǎng)江大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，采用懸臂梁式加載。首先，采用油壓千斤頂在柱頂部施加恒定的豎向荷載并保持不變，再由固定在反力墻上的電液伺服作動(dòng)器在柱頂施加低周水平荷載。框架柱加載裝置布置見(jiàn)圖2。規(guī)定加載端側(cè)為試件的后側(cè)，其相對(duì)一側(cè)即為前側(cè)，加載端的左右兩側(cè)分別為試件的左右側(cè)。

試驗(yàn)測(cè)試主要內(nèi)容為通過(guò)應(yīng)變片測(cè)量鋼管應(yīng)變，位移計(jì)測(cè)量柱頂水平位移。位移計(jì)布置與加載點(diǎn)齊平，應(yīng)變片布置同文獻(xiàn)[1]。

1.3外包鋼套加固設(shè)計(jì)

試驗(yàn)一共有3根試件，試件KJZ-0不加固直接加載至破壞，試件KJZ-1、KJZ-2首先分別經(jīng)外包鋼套加固，鋼套厚度分別為4mm、6mm，鋼套加固高度均為560mm，再進(jìn)行加載破壞試驗(yàn)，外包鋼套加固示意如圖3所示。加固流程同文獻(xiàn)[1]，各加固柱試件參數(shù)見(jiàn)表2。

圖2　試驗(yàn)加載裝置　　　　　　　　　　　　　　　圖3　外包鋼套加固示意圖(單位：mm)

2試驗(yàn)過(guò)程及破壞形態(tài)

表2　柱加固試件參數(shù)

所有試件的加載程序及儀器布置都相同，為方便描述，規(guī)定作動(dòng)器向前推為負(fù)，向后拉為正。

試件KJZ-0不經(jīng)加固直接加載至破壞。試驗(yàn)過(guò)程描述見(jiàn)文獻(xiàn)[1]，試件破壞形態(tài)見(jiàn)圖4(a)。

試件KJZ-1先用鋼套加固，鋼套厚度與鋼管壁厚相同為4mm，加固高度為560mm，最后直接加載至破壞。試驗(yàn)過(guò)程描述見(jiàn)文獻(xiàn)[1]，試件破壞形態(tài)見(jiàn)圖4(b)。

試件KJZ-2先用鋼套加固，鋼套厚度為6mm，加固高度為560mm，最后直接加載至破壞。加載位移±22.4mm的第3個(gè)循環(huán)加載過(guò)程中，位移-20mm時(shí)，測(cè)點(diǎn)#22、#23應(yīng)變均超過(guò)屈服應(yīng)變。加載位移±33.6mm的第1個(gè)循環(huán)加載過(guò)程中，試件根部前側(cè)鋼套距加勁肋板大約50mm處出現(xiàn)微小鼓曲。隨著作動(dòng)器正向加載，鼓曲逐漸恢復(fù)并在后側(cè)相同高度區(qū)域出現(xiàn)微小鼓曲。加載位移±33.6mm的后2個(gè)循環(huán)加載過(guò)程中，前后側(cè)鼓曲部位進(jìn)一步加大。加載位移±44.8mm第1個(gè)循環(huán)加載過(guò)程中，位移達(dá)到-32mm時(shí)，試件根部后側(cè)鋼套的下邊緣與加勁肋頂部鋼管焊接處的焊縫開(kāi)裂，本級(jí)加載循環(huán)完成，鼓曲部位未見(jiàn)加大。加載位移±44.8mm的后2個(gè)循環(huán)加載過(guò)程中，焊縫開(kāi)裂處進(jìn)一步向兩側(cè)延伸，承載力下降明顯。加載位移±56mm的第1個(gè)循環(huán)加載過(guò)程中，承載力下降至極限荷載85%以下，宣告試件破壞。試件破壞形態(tài)見(jiàn)圖4(c)。

圖4　試件破壞形態(tài)

試件KJZ-0的破壞形態(tài)為壓彎破壞，外包鋼套加固后試件KJZ-1、KJZ-2的破壞形態(tài)與試件KJZ-0相同，均為理想中的破壞形態(tài)。試件KJZ-1、KJZ-2的左右側(cè)鼓曲沒(méi)有試件KJZ-0明顯，這是因?yàn)橥獍撎准庸讨?，柱的抗彎承載力提高的同時(shí)，抗剪承載力也得到提高。而試件KJZ-2左右側(cè)鋼套未見(jiàn)明顯鼓曲，這是由于鋼套太厚，造成鋼套和鋼管焊接處的焊縫成為了相對(duì)薄弱區(qū)，在柱根部塑性鉸鼓曲不嚴(yán)重情況下，焊縫出現(xiàn)開(kāi)裂現(xiàn)象，引起柱提前破壞。

3試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1滯回曲線與骨架曲線

試件KJZ-0、KJZ-1和KJZ-2在水平低周反復(fù)荷載作用下實(shí)測(cè)得到的滯回曲線見(jiàn)圖5。從圖5可以看出：①加固試件KJZ-1、KJZ-2的滯回曲線呈飽滿的梭形，尤其試件KJZ-1滯回曲線更為飽滿，說(shuō)明外包鋼套加固可以使柱具有良好的塑形變形能力及滯回耗能能力。②試件KJZ-0、KJZ-2在極限荷載過(guò)后，同級(jí)加載位移下，承載力退化明顯。但試件KJZ-1在達(dá)到極限荷載后承載力退化不明顯，說(shuō)明合理的加固厚度可以保證更好的加固效果。

將各試件的水平荷載-位移(P-Δ)繪制在同一張圖中，如圖6所示。從圖6中可知：①外包鋼套加固試件KJZ-1、KJZ-2的承載力較之試件KJZ-0有顯著提高，外包鋼套厚度越大，承載力提高幅度越大。②外包鋼套加固提高了試件的初始剛度，說(shuō)明外包鋼套加固能在加載初期就能與原結(jié)構(gòu)協(xié)同工作，工作性能良好。③試件KJZ-1的骨架曲線具有平緩且水平的下降段，說(shuō)明外包鋼套合理加固能保證柱具有良好的彈塑性變形能力及耗能能力，利于抗震。主要得益于外包鋼套加固后增加了柱根部含鋼率，并具有延緩柱根部翼緣鋼管的鼓曲。

圖5　各試件滯回曲線

圖6　各試件骨架曲線

3.2抗震性能評(píng)價(jià)

依據(jù)骨架曲線，采用幾何作圖法確定試件的屈服位移Δy。各試件延性及耗能指標(biāo)見(jiàn)表3。由表3可知，外包鋼套加固增加了柱的屈服位移，破壞位移也有一定程度提高。試件KJZ-1、KJZ-2的位移延性系數(shù)較試件KJZ-0分別提高16.88%、-10.02%，說(shuō)明合理的加固厚度能提高試件的延性，而厚度超過(guò)一定值后，加固后的延性反而下降。因此，工程中選用該加固方法時(shí)要選取合適的加固厚度，一般與鋼管壁厚相同為宜。

結(jié)構(gòu)在經(jīng)受地震作用時(shí)，通過(guò)塑性鉸的變形來(lái)吸收和釋放能量。擬靜力試驗(yàn)時(shí)，試件吸收并釋放能量形成的滯回環(huán)即反映了其耗能能力，滯回環(huán)越飽滿，說(shuō)明耗能能力越好，筆者選用總耗能Ep來(lái)表示試件的耗能能力。從表3可知，試件KJZ-1、KJZ-2的總耗能Ep較試件KJZ-0分別提升125.70%、39.76%，表明外包鋼套加固能提升試件的耗能能力，且鋼套厚度為4mm時(shí)總耗能提高率要大于6mm鋼套。

表3　試件延性及耗能指標(biāo)

注：Δu為破壞位移；μ=Δu/Δy；Ep為總耗能。

表4　試件試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

注：Pmax為極限荷載；Δmax為極限位移；極限位移角

θu=Δmax/H；H為柱的有效高度。

各試件的主要試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表4。從表4可知，外包鋼套加固后極限承載力得到了顯著提高，用4mm和6mm鋼套加固后極限承載力最大提高率分別達(dá)56.31%、108.24%，說(shuō)明鋼套厚度越大，提高率越大。而極限位移角基本都在1/33，說(shuō)明外包鋼套加固不能提高柱的抗倒塌能力；各試件的位移角均超過(guò)規(guī)范對(duì)柱子位移角的限值，說(shuō)明承載力還未進(jìn)入下降段時(shí)其彈塑性變形已得到了充分發(fā)揮。

3.3剛度退化分析

圖7　剛度退化曲線

采用割線剛度K來(lái)研究試件的整體剛度退化情況，K按照同一級(jí)加載第1次循環(huán)的峰值荷載進(jìn)行計(jì)算。由于試件在彈性階段剛度基本保持不變，因此取試件彈性階段后的剛度作為研究對(duì)象[1]，各試件剛度退化曲線見(jiàn)圖7。

由圖7可知，所有試件的剛度隨著加載位移的增加而逐漸下降，反映了試件在塑形階段退化性能較好。外包鋼套加固顯著增加了試件的初始剛度，鋼套越厚，加固柱后的初始剛度越大。試件KJZ-2的剛度退化較為明顯，而試件KJZ-1剛度退化較為平緩，說(shuō)明鋼套厚度為4mm時(shí)，加固后能保證柱彈塑性變形發(fā)展更為平穩(wěn)，利于塑性鉸吸收和釋放能量，提高了試件的抗震性能。

4受彎承載力計(jì)算

方鋼管混凝土壓彎構(gòu)件的強(qiáng)度，用極限理論進(jìn)行分析。假定方鋼管混凝土壓彎構(gòu)件破壞時(shí)，鋼管全截面屈服但沒(méi)發(fā)生局部屈服：受壓區(qū)混凝土達(dá)到極限強(qiáng)度，受拉區(qū)混凝土退出工作，且不考慮混凝土的抗拉強(qiáng)度[10]。方鋼管混凝土柱正截面計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖8所示。

根據(jù)平衡條件：

N=α1fc(N-2t1)x+2fyt1x-2fyt1(B-2t1-x)

(1)

(2)

整理得到：

(3)

(4)

外包鋼套合理加固后，塑性鉸仍出現(xiàn)在柱根部。加固時(shí)將鋼套上下邊緣與柱焊接，兩者并不能完全協(xié)同工作，為此引入鋼套受力折減系數(shù)ζ，選用折減鋼套厚度的方法予以計(jì)算，取ζ=0.8[11]。外包鋼套加固后方鋼管混凝土柱正截面計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖9所示。

注：　N是柱頂軸力；M是彎矩；fy為方鋼管材料的屈服強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；B為方鋼管的邊長(zhǎng)；t1、t2分別為鋼管壁厚和鋼套壁厚；　α1為曲線應(yīng)力圖形最大應(yīng)力與混凝土抗壓強(qiáng)度的比值取1.0；fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值?！　D8　方鋼管混凝土柱正截面計(jì)算簡(jiǎn)圖　　　　　　　　　　　圖9　外包鋼套加固后柱正截面計(jì)算簡(jiǎn)圖

根據(jù)平衡條件：

N=α1fc(B-2t1)x+2fy(t1+ξt2)x-2fy(t1++ξt2)(B-2t1-x)

(5)

+2fy(t1+ξt2)(B-2t1-x)x

(6)

整理得到：

(7)

(8)

式(8)即為方鋼管混凝土柱的N-M相關(guān)方程，該方程為二次函數(shù)，曲線呈拋物線。

表5　水平承載力實(shí)測(cè)值和計(jì)算值比較

試件水平承載力計(jì)算公式如下：

F=M/H

(9)

水平承載力實(shí)測(cè)值和計(jì)算值如表5所示。由表5可知，試件KJZ-0、KJZ-1和KJZ-3計(jì)算承載力和實(shí)測(cè)承載力誤差較小，說(shuō)明筆者提出的正截面計(jì)算公式適用于外包鋼套加固方鋼管混凝土柱的計(jì)算。

5結(jié)論

通過(guò)對(duì)3根柱的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，探討了不同鋼套厚度對(duì)柱加固后抗震性能的影響，并基于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，推導(dǎo)了外包鋼套加固柱的受彎承載力計(jì)算公式，分析試驗(yàn)數(shù)據(jù)，可得到以下主要結(jié)論：

1)外包鋼套加固顯著提升了試件的初始剛度和極限承載力，改善了柱的受力性能，加載過(guò)程中鋼套起到了主要的受力作用，說(shuō)明該加固方法是合理且有效的。對(duì)于承載力提升幅度要求較大的結(jié)構(gòu)或構(gòu)件，采用外包鋼套法加固效果最為明顯。

2)無(wú)論從延性、耗能能力及承載力來(lái)看，鋼套為4mm時(shí)的加固效果要優(yōu)于6mm鋼套。因此工程中運(yùn)用該方法加固時(shí)，建議鋼套厚度宜選擇與鋼管壁厚相同。

3)提出的外包鋼套法加固方鋼管混凝土柱的受彎承載力計(jì)算公式較符合該種加固方法的受力特點(diǎn),計(jì)算與實(shí)測(cè)結(jié)果相近。

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[編輯]計(jì)飛翔

[引著格式]查昕峰，盧夢(mèng)瀟，楊炳，等.低周反復(fù)荷載作用下外包鋼套加固方鋼管混凝土柱試驗(yàn)研究[J].長(zhǎng)江大學(xué)學(xué)報(bào)(自科版)，2015,12(34)：42~47.

[中圖分類(lèi)號(hào)]TU398

[文獻(xiàn)標(biāo)志碼]A

[文章編號(hào)]1673-1409(2015)34-0042-06

通信作者

[作者簡(jiǎn)介]查昕峰(1989-)，男，碩士生，現(xiàn)主要從事鋼與混凝土組合結(jié)構(gòu)方面的研究工作;：盧夢(mèng)瀟，mengxiaolu@126.com。

[基金項(xiàng)目]國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51178057)；湖北省高等學(xué)校優(yōu)秀中青年科技創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)計(jì)劃項(xiàng)目(T201303)。

[收稿日期]2015-09-26