HPFL?黏鋼聯(lián)合加固混凝土方柱早齡期軸壓性能

黃華，劉伯權(quán)，史金輝，張峰，盧永剛

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HPFL?黏鋼聯(lián)合加固混凝土方柱早齡期軸壓性能

黃華1，劉伯權(quán)1，史金輝1，張峰1，盧永剛2

(1. 長(zhǎng)安大學(xué)建筑工程學(xué)院，陜西西安，710061；2. 北京聯(lián)合榮大工程材料有限責(zé)任公司，北京 101400)

采用加筋高性能砂漿(HPFL)?黏鋼聯(lián)合加固混凝土方柱進(jìn)行軸心抗壓試驗(yàn)，測(cè)試加固柱早期承載能力，分析素混凝土柱和鋼筋混凝土柱加固后的破壞機(jī)理。在試驗(yàn)分析的基礎(chǔ)上建立HPFL?黏鋼聯(lián)合加固RC方柱軸心受壓承載力計(jì)算公式。研究結(jié)果表明：加固層與原結(jié)構(gòu)共同工作性能良好；在加固層約束作用下，加固柱核芯混凝土處于三軸受壓狀態(tài)，早齡期極限承載力得到顯著提高，變形能力增強(qiáng)；加固鋼筋混凝土柱破壞時(shí)，沿螺栓在柱縱向形成主要破壞帶，同時(shí)柱中部砂漿及混凝土壓碎外鼓，角鋼壓彎，縱筋壓屈，鋼絞線在角鋼尖角處剪斷，部分箍筋被拉斷；加固素混凝土柱破壞時(shí)，在柱中部呈現(xiàn)出斜向剪切裂縫；由于角鋼角部倒角有限，鋼絞線較早被切斷，可通過增大角鋼陽角處的倒角或?qū)⒒炷林菇呛箴べN鋼板來進(jìn)一步提高加固柱后期延性。

HPFL?黏鋼聯(lián)合加固；混凝土柱；早齡期；軸壓性能；承載力

加筋高性能砂漿(HPFL)?黏鋼聯(lián)合加固方法是在充分考慮HPFL加固技術(shù)和黏鋼加固技術(shù)二者優(yōu)勢(shì)的基礎(chǔ)上提出來的新型加固方法[1?3]。該加固技術(shù)施工過程如下：對(duì)加固構(gòu)件表面處理；根據(jù)設(shè)計(jì)，采用結(jié)構(gòu)膠黏貼鋼板；采用螺栓和壓環(huán)，在黏貼鋼板的結(jié)構(gòu)表面固定高強(qiáng)鋼絞線；待結(jié)構(gòu)膠固化后，噴涂高性能砂漿，進(jìn)行養(yǎng)護(hù)。該加固方法技術(shù)優(yōu)勢(shì)明顯[3?4]：材料早期強(qiáng)度高、防腐、抗裂、耐高溫、防火性能良好；且加固層薄(厚度25 mm左右)，對(duì)結(jié)構(gòu)凈空間影響??；可以大幅提高加固構(gòu)件的承載力、延性和耗能能力。此外，高強(qiáng)鋼絞線具有固定鋼板和約束箍的作用；用螺栓和壓環(huán)固定鋼絞線，具有剪力連接件的作用，保證加固層砂漿與鋼板的可靠連接；而高性能砂漿對(duì)鋼板形成保護(hù)層，避免其腐蝕，減少了黏鋼加固中防腐處理的程序，延長(zhǎng)了加固結(jié)構(gòu)的維護(hù)周期；黏貼鋼板?螺栓和壓環(huán)固定鋼絞線?噴涂砂漿的施工過程有效保證了原構(gòu)件、鋼板、砂漿層之間的黏結(jié)效果，避免了加固層早期剝離破壞的問題。該加固方法施工不需要大型機(jī)具設(shè)備；對(duì)環(huán)境干擾影響小，維護(hù)周期比其他加固方法長(zhǎng)，能夠節(jié)省大量投資。近年來，研究者對(duì)采用FRP[5]、黏鋼[6?7]以及鋼筋網(wǎng)[8?9]等加固的RC柱受壓性能進(jìn)行了較多的試驗(yàn)研究，然而采用HPFL?黏鋼聯(lián)合加固技術(shù)的試驗(yàn)研究尚未見報(bào)道。為充分了解該技術(shù)加固的RC柱軸向受力性能，本文作者對(duì)8根RC方柱進(jìn)行了試驗(yàn)測(cè)試，系統(tǒng)分析了早齡期加固柱的受力機(jī)理和破壞過程，為該加固技術(shù)的推廣使用提供試驗(yàn)支持。

1 試驗(yàn)概況

本次試驗(yàn)共制作8根混凝土方柱，其中有3根素混凝土柱和5根鋼筋混凝土柱，長(zhǎng)×寬×高均為600 mm×200 mm×200 mm?？v筋選用412，箍筋采用Φ6@150，柱上下兩端箍筋加密，以消除受壓不均勻而引起的局壓破壞，混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度C30。柱幾何尺寸及配筋如圖1所示。

單位：mm

構(gòu)件加固層厚度25 mm；加固鋼絞線直徑3.2 mm，截面積5.1 mm2，彈性模量1.16×105MPa；加固角鋼長(zhǎng)×寬×高為25 mm×25 mm×3 mm，截面積為143.2 mm2，彈性模量為2.10×105MPa。砂漿采用RG-JS聚合物砂漿，界面劑采用Araldite XH130AB型混凝土結(jié)合膠，黏鋼膠采用雙酚A改性環(huán)氧樹脂和改性胺類固化劑。加固構(gòu)件材料強(qiáng)度見表1，表中y和u分別為鋼材的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度。

加固時(shí)，首先將RC柱表面進(jìn)行鑿毛處理，角鋼黏貼范圍內(nèi)不得鑿毛，同時(shí)將角鋼陽角倒角成圓弧，防止其加載過程中割斷鋼絞線，同時(shí)在角鋼兩邊按設(shè)計(jì)各預(yù)留11個(gè)螺栓孔，孔徑6 mm，間距60 mm，除銹處理后擰上螺栓，按要求黏貼鋼板，并纏繞和固定鋼絞線，黏鋼膠固化后涂刷界面膠并進(jìn)行聚合物砂漿抹灰處理。實(shí)際工程施工時(shí)可通過焊接銷釘以替代螺栓而簡(jiǎn)化施工過程。構(gòu)件加固如圖2所示。

表1 試件材料強(qiáng)度

圖2 柱加固照片

2 主要試驗(yàn)結(jié)果

加固柱分別養(yǎng)護(hù)2 d和5 d，軸壓試驗(yàn)在長(zhǎng)安大學(xué)結(jié)構(gòu)與抗震實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行。試驗(yàn)采用200 t液壓式壓力機(jī)進(jìn)行，加載初期荷載按每級(jí)60 kN施加，構(gòu)件開裂后按每級(jí)120 kN施加，當(dāng)加載至極限荷載的80%時(shí)，荷載降至每級(jí)60 kN。數(shù)據(jù)采集由DH3816數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)完成。主要測(cè)試試件鋼筋應(yīng)變、混凝土應(yīng)變、鋼鉸線應(yīng)變、角鋼應(yīng)變、軸向位移等，并對(duì)裂縫進(jìn)行觀測(cè)，記錄裂縫寬度以及開展情況。

加固柱軸壓試驗(yàn)主要結(jié)果見表2。加固后各柱的早期極限承載力均得到了不同程度的提高：與未加固的RC柱Z02相比，RC柱Z1加固后養(yǎng)護(hù)齡期2 d，聚合物砂漿強(qiáng)度13.80 MPa，極限承載力提高幅度為22.13%；RC柱Z2~Z4加固后養(yǎng)護(hù)齡期5 d，聚合物砂漿強(qiáng)度達(dá)32.61 MPa，與混凝土強(qiáng)度34.10 MPa接近，柱極限承載力提高幅度為35%~45%；相比素混凝土柱Z01，素混凝土加固柱Z5和Z6的聚合物砂漿強(qiáng)度和混凝土強(qiáng)度與Z2~Z4柱的相同，極限承載力提高幅度為48%~52%。與Z01相比，Z02承載力提高了12.96%，原柱鋼筋對(duì)承載力影響不大，HPFL?黏鋼聯(lián)合加固柱早期效果顯著，隨著養(yǎng)護(hù)齡期的增加，聚合物砂漿強(qiáng)度提高，加固柱極限承載力將有進(jìn)一步提高的趨勢(shì)和能力。同時(shí)，根據(jù)素混凝土柱、鋼筋混凝土柱、素混凝土加固柱和鋼筋混凝土加固柱極限承載力的大小順序可以知：隨柱配筋率的增大，承載力提高。然而隨聚合物砂漿強(qiáng)度提高，加固構(gòu)件極限承載力對(duì)應(yīng)的位移減小，延性降低。

3 破壞特征

3.1 對(duì)比柱

本次試驗(yàn)對(duì)比柱包括素混凝土柱Z01和鋼筋混凝土柱Z02。

Z01破壞見圖3(a)，由于構(gòu)件未配鋼筋，脆性較明顯，當(dāng)荷載達(dá)到560 kN時(shí)，D面頂部中間出現(xiàn)細(xì)微裂縫，加載至600 kN時(shí)，此裂縫繼續(xù)向下延伸220 mm，寬度增大為0.1 mm。荷載達(dá)到660 kN，A面底部中間出現(xiàn)裂縫并迅速向上發(fā)展，裂縫寬度達(dá)到0.2 mm；加載至720 kN時(shí)，AB角部混凝土整體脫落，隨著荷載繼續(xù)增大，BC角下部混凝土脫落；加載至 1 040 kN時(shí)，最大裂縫寬度達(dá)到0.38 mm。直到荷載加至1 080 kN，構(gòu)件發(fā)出崩裂的響聲而突然破壞，剪切裂縫貫穿上下表面，表現(xiàn)出明顯脆性破壞特征，構(gòu)件延性較差。Z02破壞見圖3(b)和3(c)。加載至480 kN時(shí)，CD角上部出現(xiàn)裂縫；加載至660 kN時(shí)，構(gòu)件內(nèi)部發(fā)出噼啪響聲，裂縫逐漸增多，最大寬度達(dá)到0.1 mm；加載至780 kN時(shí)裂縫最大寬度達(dá)到0.2 mm；加載至1 080 kN時(shí)裂縫最大寬度達(dá)到0.44 mm，同時(shí)各面裂縫進(jìn)入不穩(wěn)定發(fā)展階段；荷載達(dá)到1 220 kN，整個(gè)構(gòu)件壓屈變形，多個(gè)角部混凝土剝離，中間部位向外鼓起，縱筋壓屈，最終破壞時(shí)剪切面在柱中部30 cm范圍內(nèi)。與Z01相比，裂縫出現(xiàn)早，但裂縫發(fā)展較緩慢，相同寬度時(shí)荷載增大，破壞時(shí)脆性較小。

表2 主要試驗(yàn)結(jié)果

注：極限位移為荷載下降至最大荷載的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移。

(a) Z01破壞；(b) Z02破壞；(c) Z02局部破壞

3.2 加固鋼筋混凝土柱

Z1~Z4為加固鋼筋混凝土柱，其中Z1僅養(yǎng)護(hù)2 d，砂漿強(qiáng)度13.80 MPa，遠(yuǎn)低于混凝土強(qiáng)度，其余加固柱養(yǎng)護(hù)5 d，砂漿強(qiáng)度32.61 MPa，與混凝土強(qiáng)度接近。

Z1柱破壞形態(tài)如圖4所示，加載至360 kN時(shí)首先在B面靠C面一側(cè)上部螺栓位置處出現(xiàn)微細(xì)裂縫，并沿螺栓向下發(fā)展，寬度0.05 mm。荷載達(dá)到480 kN時(shí)，聽到構(gòu)件內(nèi)部發(fā)出噼啪的響聲，CD角下部?jī)蓚?cè)螺栓處均出現(xiàn)裂縫并沿螺栓向上發(fā)展，裂縫最寬0.09 mm。加載至660 kN時(shí)，A面中間由頂部發(fā)生開裂并向下發(fā)展，同時(shí)發(fā)出響聲，裂縫最寬0.15 mm，且條數(shù)增多。加載至780 kN時(shí)，裂縫寬度0.21 mm；荷載達(dá)到1 080 kN時(shí)，B面靠C側(cè)角鋼沿螺栓形成上下通縫，寬度達(dá)到0.35 mm，柱中部出現(xiàn)水平裂縫。荷載達(dá)到1 380 kN后裂縫不穩(wěn)定發(fā)展，寬度迅速增加；在1 490 kN時(shí)，柱中部鋼絞線拉斷，加固層外鼓并迅速壓潰。剝除酥松砂漿(見圖4(b))，在距頂部25 cm處角鋼和鋼筋均被壓彎，內(nèi)部混凝土壓酥，手可剝落，未見對(duì)比柱中明顯的剪切破壞裂縫。加固層與原混凝土黏結(jié)較好，在混凝土結(jié)合層上可見聚合物砂漿。雖然齡期才2 d，但HPFL?黏鋼加固層與原RC柱共同工作性能良好。

Z2~Z4柱破壞過程與Z1柱類似，破壞形態(tài)接近，加固層共同工作性能良好。構(gòu)件局部破壞如圖5所示，破壞時(shí)加固層均在中部附近壓碎外鼓，內(nèi)部混凝土壓酥，4個(gè)角部砂漿隨中部角鋼壓彎外鼓而出現(xiàn)剝離甚至脫落，角鋼壓彎處鋼絞線均在角鋼尖角位置處被剪斷，試驗(yàn)表明角鋼陽角倒角弧度不夠，若鋼絞線不被剪斷，加固柱承載力還有提高的可能。

(a) Z1柱整體破壞；(b) Z1柱局部破壞

(a) Z2柱；(b) Z3柱；(c) Z4柱

3.3 加固素混凝土柱

Z5和Z6柱為加固素混凝土柱，破壞過程與Z1~Z4類似，破壞形態(tài)如圖6所示。構(gòu)件破壞時(shí)，加固層同樣在柱中部壓碎并外鼓，4個(gè)角部砂漿均出現(xiàn)剝離甚至脫離，角鋼中部壓彎，鋼絞線在角鋼尖角處剪斷，但斷裂鋼絞線數(shù)量要比鋼筋混凝土加固柱的多，且中部混凝土壓碎范圍大，存在類似Z02柱的斜向剪切裂縫，表現(xiàn)出剪切破壞的特點(diǎn)。加固層與原混凝土黏結(jié)良好，同樣具備優(yōu)良的共同工作性能。

(a) Z5柱整體破壞；(b) Z5柱局部破壞

4 加固柱破壞機(jī)理分析

4.1 破壞過程分析

未加固素混凝土柱Z01的荷載?位移曲線如圖7所示，曲線終點(diǎn)為荷載下降至極限荷載的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的點(diǎn)。Z01破壞過程可分為彈性階段和彈塑性階段。彈性階段，柱軸向承載力與位移成線性比例關(guān)系；隨荷載增加，構(gòu)件發(fā)生開裂并進(jìn)入彈塑性階段，構(gòu)件剛度很快減小，各個(gè)面的縱向裂縫逐步增多并向中間快速發(fā)展，寬度增加。達(dá)到極限荷載時(shí)發(fā)出崩裂聲，柱從頂面至底面被斜向切斷，脆性破壞特性顯著。

鋼筋混凝土柱Z02的荷載?位移曲線見圖8。破壞過程可分為彈性、彈塑性和塑性階段。由于箍筋和縱向鋼筋形成完整的鋼筋骨架，并與混凝土整體受力，整個(gè)構(gòu)件共同工作性能良好，彈性階段明顯增加，最大位移達(dá)到0.99 mm，荷載480 kN；此后構(gòu)件開裂明顯并進(jìn)入彈塑性階段，隨外荷載逐漸增大，裂縫延伸并不斷增多，主裂縫形成，構(gòu)件剛度減小，縱向受壓變形加速增大，構(gòu)件發(fā)生屈服；繼續(xù)加載，構(gòu)件進(jìn)入塑性階段，荷載略有增加后逐漸降低，隨軸向受壓變形快速增大，主裂縫寬度增大并發(fā)展成破壞，主破壞區(qū)位于柱中部，呈斜向剪切裂縫，外圍混凝土壓碎，縱筋受壓彎曲，承載力喪失。與素混凝土柱相比，鋼筋混凝土柱的極限承載力和延性均有所提高。

圖7 Z01荷載?位移曲線及破壞過程

圖8 Z02荷載?位移曲線及破壞過程

HPFL?黏鋼聯(lián)合加固鋼筋混凝土柱的荷載?位移曲線見圖9。破壞過程同樣分為彈性、彈塑性和塑性階段。彈性階段由于加固層內(nèi)鋼絞線、角鋼以及抗剪螺栓與砂漿在剛度、彈性模量、抗拉強(qiáng)度等材料性能方面的差異，以及柱上下表面不平順等原因，在荷載較小時(shí)柱端沿螺栓位置和角鋼邊緣處出現(xiàn)細(xì)微裂縫；并隨荷載增加，沿螺栓分布方向和角鋼邊緣向柱中部發(fā)展，但并不影響構(gòu)件在荷載?位移曲線上表現(xiàn)出的彈性狀態(tài)。構(gòu)件進(jìn)入彈塑性階段時(shí)，荷載?位移曲線上斜率改變明顯，此時(shí)位移1.24 mm，荷載930 kN，比對(duì)比構(gòu)件對(duì)應(yīng)荷載及位移明顯增大。隨荷載增加沿螺栓位置處出現(xiàn)的微裂縫逐漸增大，并向構(gòu)件兩端延伸，直至上下貫通；構(gòu)件內(nèi)部間斷地發(fā)出啪啪的響聲，說明內(nèi)部裂縫發(fā)展，鋼絞線受力逐步增大；側(cè)面中部出現(xiàn)大量水平和豎向微裂縫，并逐漸加寬。進(jìn)入塑性階段后，構(gòu)件表面角鋼處沿螺栓方向的裂縫迅速增大，并逐漸發(fā)展成為破損帶，此時(shí)核芯混凝土仍受到鋼絞線及箍筋的約束作用，構(gòu)件承載力還在上升。鋼絞線被割斷后，構(gòu)件發(fā)出崩裂聲，荷載下降，外圍砂漿開始嚴(yán)重開裂，中部加固層向外鼓起，構(gòu)件表面出現(xiàn)水平向裂縫，并出現(xiàn)大塊脫落，未見斜向剪切裂縫。砂漿破碎處角鋼壓彎，鋼絞線在角鋼尖角處剪斷，構(gòu)件破壞。剝除表面砂漿加固層和酥松混凝土，可見縱筋被壓屈，部分箍筋被拉斷，核芯區(qū)混凝土被壓碎，但聚合物砂漿與原構(gòu)件混凝土黏結(jié)仍然良好，加固層未發(fā)生整體或較大面積剝離破壞。

圖9 Z4荷載?位移曲線及破壞階段

HPFL?黏鋼聯(lián)合加固素混凝土柱荷載?位移曲線與圖9類似，破壞過程與加固鋼筋混凝土柱基本相似。由于配筋率比加固RC柱低，第Ⅲ階段荷載下降較為平緩，最終破壞時(shí)仍出現(xiàn)較為顯著的剪切裂縫。

兩類加固柱在破壞模式上存在一定區(qū)別，與未加固RC柱相比，剛度大幅提高，但由于材料性能差異以及內(nèi)部缺陷，其初始剛度顯著低于素混凝土柱的初始剛度。

4.2 特征荷載分析

現(xiàn)將試驗(yàn)構(gòu)件破壞過程中不同階段的特征荷載及對(duì)應(yīng)位移等見表3。由表3可見，加固構(gòu)件開裂荷載均有不同程度降低，由于抗剪螺栓深入加固層砂漿23 mm，接近加固層表面，其與砂漿在強(qiáng)度、彈性模量、收縮性能等方面的差異，構(gòu)件上下表面不平順，早齡期砂漿強(qiáng)度低及水化不充分等原因，導(dǎo)致構(gòu)件較早產(chǎn)生裂縫。但由于裂縫僅在加固構(gòu)件表面，且寬度有限，從荷載?位移曲線來看，構(gòu)件仍保持彈性狀態(tài)。加固構(gòu)件最大彈性荷載有較大幅度提高，在對(duì)比構(gòu)件的1.25至2.25倍之間；屈服荷載提高1.10至1.50倍，極限荷載提高1.22至1.45倍。由于Z1與其他構(gòu)件砂漿強(qiáng)度差異較大，承載力提高幅度明顯偏低，但屈服位、移極限位移等要比其他加固構(gòu)件的大。且加固一定程度上提高了構(gòu)件延性，由于鋼絞線較早被角鋼切斷，延性性能提高不明顯，加固構(gòu)件軸向位移延性比的均值僅為Z02的1.20倍，有必要增大角鋼倒角半徑，或?qū)⒒炷林菇呛笤趦蓚?cè)分別黏貼鋼板。

4.3 其他主要試驗(yàn)曲線

試驗(yàn)測(cè)得加固柱縱筋、箍筋、鋼絞線、角鋼的荷載?應(yīng)變曲線如圖10~13所示。

由圖10和圖11可見，相同荷載情況下，加固構(gòu)件原縱向鋼筋和箍筋的應(yīng)變大大降低。由于早期砂漿強(qiáng)度較低，Z1柱加載初期縱向鋼筋應(yīng)變與對(duì)比柱Z02基本一致，而箍筋應(yīng)變有較大幅度降低，加固效果略低于Z2~Z4構(gòu)件。由圖12和圖13可見，素混凝土加固柱Z5和Z6的角鋼和鋼絞線應(yīng)變的變化要比其他加固柱的快，但應(yīng)變發(fā)展趨勢(shì)一致。

表3 加固構(gòu)件荷載特征參數(shù)

注：屈服位移y為屈服荷載y對(duì)應(yīng)的位移，極限位移u為荷載下降至85%u時(shí)對(duì)應(yīng)的位移，為軸向位移延性比。

以Z4為例，加固柱不同材料的荷載?應(yīng)變曲線見圖14。加載初期，加固層角鋼應(yīng)變、加固層砂漿縱向壓應(yīng)變與原柱縱筋應(yīng)變基本吻合，砂漿橫向拉應(yīng)變、箍筋應(yīng)變、鋼絞線應(yīng)變也基本吻合，表明HPFL?黏鋼聯(lián)合加固柱早齡期共同工作性能良好，加固材料從受荷開始即與原鋼筋混凝土共同參與工作。隨荷載增加，柱出現(xiàn)縱向裂縫后，鋼絞線應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)迅速加快，一方面是由于鋼絞線彈性模量較低，僅為1.16×105MPa，另一方面是由于加固施工時(shí)鋼絞線沒有完全箍緊。隨荷載的增大，由于抗剪螺栓、角鋼等剛度大于砂漿，構(gòu)件表面裂縫在螺栓處、角鋼邊緣等部位出現(xiàn)并開展，砂漿軸向壓應(yīng)變、原柱縱筋應(yīng)變、角鋼應(yīng)變?nèi)咔€發(fā)生分離。箍筋、鋼絞線和角鋼共同約束了核芯混凝土的膨脹，使核芯混凝土處于三軸受壓狀態(tài)。當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí)，由于角鋼尖角處倒角不夠，鋼絞線存在嚴(yán)重的應(yīng)力集中，沒有完全發(fā)揮其最大約束作用就被角鋼剪斷，導(dǎo)致柱承載力下降較快。素混凝土加固構(gòu)件與Z4柱類似，此處不再贅述。

1—Z02；2—Z1；3—Z2；4—Z3；5—Z4。

1—Z02；2—Z1；3—Z2；4—Z3；5—Z4。

1—Z1；2—Z2；3—Z3；4—Z4；5—Z5；6—Z6。

1—Z1；2—Z2；3—Z3；4—Z4；5—Z5；6—Z6。

1—原柱縱筋應(yīng)變；2—原柱箍筋應(yīng)變；3—砂漿橫向應(yīng)變；4—砂漿縱向應(yīng)變；5—鋼絞線應(yīng)變；6—角鋼應(yīng)變。

5 承載力計(jì)算

HPFL?黏鋼聯(lián)合加固軸壓柱工作機(jī)理與FRP加固、鋼筋網(wǎng)加固等存在相似之處，但卻不完全相同。軸向壓力作用下加固柱截面受力如圖15所示。

軸向壓力使原構(gòu)件混凝土向外膨脹，通過角鋼把橫向膨脹力傳遞給外圍高強(qiáng)鋼絞線，引起鋼絞線內(nèi)部產(chǎn)生拉應(yīng)力。由于力的相互作用，鋼絞線同時(shí)通過角鋼對(duì)原構(gòu)件產(chǎn)生相應(yīng)的被動(dòng)約束，從而使原構(gòu)件4個(gè)角部角鋼對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角區(qū)域(圖15(b)中的區(qū))和中心區(qū)域(圖15(b)中的區(qū))混凝土處于三軸受壓狀態(tài)，成為加固柱的強(qiáng)約束區(qū)。而圖15(b)中區(qū)由于鋼絞線柔軟，不存在抗彎剛度，它對(duì)核心混凝土的橫向膨脹變形約束力可以忽略，此區(qū)域混凝土處于二軸受壓狀態(tài)，成為弱約束區(qū)。

根據(jù)加固柱不同部分承擔(dān)的荷載，將其軸壓承載力分為4個(gè)部分，分別為加固層砂漿提供的承載力1；黏貼角鋼提供的承載力2；加固層約束下混凝土的承載力3；原柱縱筋所提供的承載力4。

(a) 應(yīng)力分布；(b) 約束區(qū)域；(c) 鋼絞線受力

5.11計(jì)算

本次試驗(yàn)中加固層厚度約為25 mm，實(shí)際工程中砂漿加固層一般在20~30 mm之間比較合適。施工過程中，砂漿加固層在上下加載面并不能完全接觸，其提供的軸壓力主要依靠界面?zhèn)鬟f的剪力獲得?，F(xiàn)將砂漿加固層分為2個(gè)部分：一部分為角鋼表面及角部砂漿，其橫截面總和為1=8+4，為角鋼寬度。它主要依靠螺栓和角鋼表面的結(jié)構(gòu)膠與原構(gòu)件共同受力，試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)這部分砂漿在軸壓荷載達(dá)到極限荷載的70%~80%時(shí)，會(huì)沿螺栓位置出現(xiàn)較大的裂縫，并逐漸失去承載能力，故偏安全地將該部分砂漿強(qiáng)度折減為0.7；另一部分為除此以外的加固層砂漿，橫截面總和為2=2[(?2)+(?2)](其中：為原柱截面寬度，為原柱截面高度)。本試驗(yàn)和其他試驗(yàn)結(jié)果[9]表明，當(dāng)達(dá)到軸壓極限荷載時(shí)，加固層砂漿的軸向壓應(yīng)變?yōu)樯皾{峰值壓應(yīng)變的30%左右，故將該部分砂漿強(qiáng)度折減為0.3[10]。所以1計(jì)算式為

其中：mc為砂漿軸心抗壓強(qiáng)度。

5.22計(jì)算

加固柱4個(gè)角黏貼鋼板所提供的軸壓承載力為

5.33計(jì)算

加固柱原混凝土承載力3的計(jì)算是加固構(gòu)件承載力的關(guān)鍵，同時(shí)也是最復(fù)雜部分。根據(jù)圖15，整個(gè)約束區(qū)混凝土承載力可以分為弱約束區(qū)(區(qū))承載力r和強(qiáng)約束區(qū)(區(qū)和區(qū))承載力q。

對(duì)于弱約束區(qū)，由于不考慮鋼絞線本身抗彎剛度，且原柱箍筋至鋼絞線處還存在保護(hù)層，因此本區(qū)域二軸受壓狀態(tài)下混凝土強(qiáng)度提高有限，偏安全地認(rèn)為其等于原混凝土軸心抗壓強(qiáng)度c。

對(duì)于強(qiáng)約束區(qū)，由于加固柱存在原箍筋和加固鋼絞線兩層約束，荷載作用下混凝土處于三軸受壓狀態(tài)，根據(jù)RICHART等[11]對(duì)螺旋箍筋柱混凝土抗壓強(qiáng)度的研究，取強(qiáng)約束區(qū)混凝土抗壓強(qiáng)度cc為

其中：1為側(cè)向約束應(yīng)力，1為1作用下的應(yīng)力系數(shù)，此處取4.0[12]。

根據(jù)圖15(c)，由于1分布實(shí)際由柱角向截面中間減小，現(xiàn)假定其分布均勻[13]，由靜力平衡條件可得：

其中：wye為加固鋼絞線抗拉強(qiáng)度；ws1為加固鋼絞線截面積；w為鋼絞線沿柱縱向分布的間距。

另外，原柱箍筋會(huì)加強(qiáng)核心區(qū)混凝土的約束，因此必須考慮其對(duì)1的影響。根據(jù)鋼筋等強(qiáng)度代換的原則，將原柱箍筋折算成等量鋼絞線。

加固鋼絞線面積修正為

(6)

其中：sv為原柱箍筋截面積；yv為箍筋抗拉強(qiáng)度；s為箍筋間距；ws2為替代箍筋的那部分鋼絞線截面積。

考慮二者約束核心區(qū)混凝土面積的差異，引入鋼絞線體積配筋率f，對(duì)原柱核心區(qū)約束面積不考慮保護(hù)層厚度影響，適當(dāng)減小f，可使計(jì)算偏于安全。對(duì)于矩形截面，有：

將式(7)代入式(4)可得：

(8)

考慮混凝土強(qiáng)度與側(cè)向約束應(yīng)力的相互影響關(guān)系，引入混凝土強(qiáng)度影響系數(shù)c，對(duì)1進(jìn)行修正。當(dāng)混凝土強(qiáng)度等級(jí)不超過C50時(shí)取1.0，當(dāng)其強(qiáng)度大于C80，取0.85，中間線性插值求值[14]。同時(shí)考慮鋼絞線被角鋼較早剪斷，不可能達(dá)到其抗拉強(qiáng)度wy，現(xiàn)對(duì)其強(qiáng)度折減，令wye=wy。為鋼絞線強(qiáng)度折減系數(shù)，根據(jù)本次試驗(yàn)測(cè)得鋼絞線應(yīng)變平均值與抗拉強(qiáng)度對(duì)應(yīng)應(yīng)變的比值取0.55；若無黏貼角鋼并對(duì)混凝土構(gòu)件進(jìn)行適當(dāng)?shù)菇菚r(shí)可取為0.72[15]。故式(8)轉(zhuǎn)換為

假設(shè)鋼絞線約束力以拱的形式施加于核心混凝土上，形狀為初始角度成45°的二次拋物線(見圖15(b))，令c=為原柱截面積，則圖15(b)中弱約束區(qū)面積r和強(qiáng)約束區(qū)面積q分別為：

(10)

并令為界面有效約束率，=q/c，有

將并入式(9)，同時(shí)修正式(12)，得：

(13)

5.44計(jì)算

原柱中縱筋對(duì)軸壓承載力的貢獻(xiàn)為

綜上，將4部分受力相加可得HPFL?黏鋼聯(lián)合加固混凝土方柱承載力計(jì)算公式為

取鋼筋和角鋼抗壓強(qiáng)度為表1中試驗(yàn)測(cè)試值，截面尺寸為設(shè)計(jì)尺寸，公式計(jì)算軸壓柱承載力見表4。

根據(jù)表4，計(jì)算值與試驗(yàn)值之比的均值為1.004，方差為0.002 7，離散系數(shù)為0.051 6。由此可見，計(jì)算值與試驗(yàn)值符合良好，可通過本文公式計(jì)算HPFL?黏鋼聯(lián)合加固方柱軸壓承載力。

表4 加固構(gòu)件承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值之比

6 結(jié)論

1) HPFL?黏鋼聯(lián)合加固混凝土方柱在加固層約束作用下，核芯混凝土處于三軸受壓狀態(tài)，早齡期極限承載力即得到顯著提高，提高幅度為22%~52%，與砂漿早期強(qiáng)度和配筋率等有關(guān)。同時(shí)，加固柱剛度增大，延性也得到一定程度的改善，變形能力增強(qiáng)。

2) 加固柱破壞形態(tài)與對(duì)比構(gòu)件存在顯著差別，素混凝土柱破壞時(shí)剪切裂縫貫穿上下表面，脆性破壞特征顯著，延性很差；RC柱破壞時(shí)多個(gè)角部混凝土剝離，中間外鼓，縱筋壓屈，斜向剪切破壞面僅在柱中部一定范圍內(nèi)，破壞時(shí)脆性較?。患庸蘎C柱沿螺栓在縱向形成主要破壞帶，中部外鼓，砂漿及混凝土壓碎，角鋼壓彎，縱筋壓屈，鋼絞線在角鋼尖角處剪斷，部分箍筋被拉斷；素混凝土加固柱與RC加固柱類似，但破壞面仍出現(xiàn)斜向剪切裂縫。

3) 加固柱由于加固層鋼絞線、角鋼以及抗剪螺栓與砂漿在剛度、彈性模量、抗拉強(qiáng)度等材料性能方面的差異、上下表面不平順、早齡期強(qiáng)度低，水化不充分等原因，在荷載較小時(shí)柱端沿螺栓位置和角鋼邊緣出現(xiàn)細(xì)微裂縫，并隨荷載增加，沿螺栓分布方向和角鋼邊緣向柱中部發(fā)展，但在荷載位移曲線上仍表現(xiàn)為彈性狀態(tài)。

4) 由于角鋼角部倒角有限，導(dǎo)致鋼絞線在此處存在嚴(yán)重應(yīng)力集中，并較早被角鋼剪斷，雖然應(yīng)變測(cè)試值表明其已達(dá)到或接近破壞，但沒有充分發(fā)揮其約束功能，使得加固柱后期延性較差，為改善其性能可增大角鋼倒角半徑或者柱倒角后在兩側(cè)黏貼鋼板。

5) 加載初期，加固層角鋼應(yīng)變、加固層砂漿縱向壓應(yīng)變與原柱縱筋應(yīng)變基本吻合，砂漿橫向拉應(yīng)變、箍筋應(yīng)變和鋼絞線應(yīng)變基本吻合；隨著荷載的增大，加固構(gòu)件形成裂縫并開展，不同材料應(yīng)變曲線發(fā)生分離，整個(gè)加載過程中加固構(gòu)件整體性及共同工作性能良好。

6) 在試驗(yàn)分析基礎(chǔ)上建立了HPFL?黏鋼聯(lián)合加固RC方柱軸心受壓承載力計(jì)算公式，可用作相應(yīng)構(gòu)件加固計(jì)算。

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(編輯 趙俊)

Early axial compression performance of square columns strengthened with HPFL and bonded steel plates

HUANG Hua1, LIU Boquan1, SHI Jinhui1, ZHANG Feng1, LU Yonggang2

(1. School of Civil Engineering, Chang’an University, Xi’an 710061, China;2. Beijing Allied Rongda Engineering Material Co. Ltd., Beijing 101400, China)

Axial compressive tests were conducted to investigate the early load-carrying capacity of the square concrete columns strengthened with high performance ferrocement laminate (HPFL) and bonded steel plates. The failure mechanism of the strengthened plain concrete columns and the strengthened RC columns were analyzed. Based on experimental analysis of the RC strengthened square columns, the formulae of the axial compression bearing capacity were proposed. The results show that the reinforcing layer works together with the original columns as a whole. Under the constraint effect of the reinforcing layer, the core concrete of the strengthened columns is in triaxial compressive stressed condition, and the load-carrying capacity increases obviously at the early-age, and deformation capacity is also improved. When the strengthened RC columns were in failure, the main damage zones came into being along the longitudinal bolts, and the mortar and concrete were crushed and bulged outward in the middle of the columns. In addition, the angle bars and the longitudinal steel bars buckled, and the steel wires were cut off at the corner of the angle bars, and some stirrups ruptured. When the strengthened plain concrete columns were in failure, the diagonal shear cracks came into being in the middle of the columns. Because of the limited chamfer size of angle bars, the steel wires were cut off earlier. Enlarging the chamfer size of angle bars or bonding steel plates after chamfering the original columns, the post-peak ductility would be improved.

strengthening with HPFL and bonded steel plates; concrete columns; early-age; axial compression performance; load-carrying capacity

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.06.030

TU375.3

A

1672?7207(2017)06?1635?10

2016?06?17；

2016?09?06

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51308065)；中國(guó)博士后科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2012M511956，2014T70896)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(310828173401)；陜西省自然科學(xué)基礎(chǔ)研究計(jì)劃項(xiàng)目(2016JM5050)(Project(51308065) supported by the National Natural Science Foundation of China; Projects(2012M511956, 2014T70896) supported by the China Postdoctoral Science Foundation; Project(310828173401) supported by the Fundamental Research Funds for the Central University; Project(2016JM5050) supported by the Natural Science Foundation of Shanxi Province)

黃華，博士，教授，從事結(jié)構(gòu)工程抗震及加固改造研究；E-mail：huanghua23247@163.com