HDC 與RPC 加固RC 柱軸心受壓性能試驗(yàn)研究

鄧明科，李睿喆，張陽(yáng)璽

(1. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，西安 710055；2. 西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710055)

鋼筋混凝土(RC)柱是混凝土結(jié)構(gòu)中常用的承重構(gòu)件之一。由于建筑使用功能的變更和結(jié)構(gòu)老化等，鋼筋混凝土受壓構(gòu)件會(huì)出現(xiàn)承載力和耐久性不足等問(wèn)題，需要進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)加固。RC 柱常用的加固方法有增大截面法、外包鋼法和粘貼纖維復(fù)合材料加固法等[1?2]。增大截面法工藝簡(jiǎn)單，適用面廣[3]，但難以改善混凝土構(gòu)件受壓破壞時(shí)的脆性；外包鋼法施工簡(jiǎn)便，有效地提高了受壓構(gòu)件的承載力[4?5]，但鋼材外露，易受腐蝕；粘貼纖維復(fù)合材料加固法可提高RC 柱的受壓承載力和延性[6?7]，但加固材料的利用率較低，且成本較高，不易于推廣。因此，有必要探索新的加固材料和加固方法。

高延性混凝土(high ductile concrete， HDC)是一種具有高強(qiáng)度和高耐損傷能力的水泥基復(fù)合材料，受壓時(shí)表現(xiàn)出良好的抗壓韌性[8?9]，受拉時(shí)具有拉伸應(yīng)變硬化特征[10]，將HDC 用于加固砌體墻[11?13]，可顯著提高試件的抗震性能；采用HDC加固鋼筋混凝土柱[14?16]和梁[17]等構(gòu)件，提高了試件的承載力和延性?；钚苑勰┗炷?reactive powder concrete, RPC)具有超高強(qiáng)度、低脆性和高抗?jié)B性等特點(diǎn)[18?22]，采用RPC 加固鋼筋混凝土柱[23]和梁等[17,24]構(gòu)件，可提高試件抗壓和抗彎性能，改善試件脆性破壞；將RPC 用于鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的加固修復(fù)，可提高結(jié)構(gòu)的耐久性[25]。

為探究上述兩種材料對(duì)鋼筋混凝土受壓構(gòu)件的加固效果，提出采用HDC 和RPC 加固混凝土軸心受壓柱?？紤]加固層是否直接受壓和是否配置鋼筋網(wǎng)片對(duì)試件受力性能的影響，設(shè)計(jì)HDC 和RPC 加固試件，并通過(guò)對(duì)7 個(gè)加固試件和1 個(gè)未加固試件進(jìn)行軸壓試驗(yàn)，分析各試件的破壞形態(tài)、承載能力、變形能力和應(yīng)變發(fā)展規(guī)律，比較HDC 和RPC 對(duì)混凝土受壓構(gòu)件的加固效果，最后給出加固軸心受壓柱的正截面承載力計(jì)算公式。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)和加固方法

本試驗(yàn)設(shè)計(jì)了8 個(gè)混凝土柱，試件截面尺寸為250 mm×250 mm，柱高l0為750 mm，混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度C30，縱筋采用HRB400 級(jí)帶肋鋼筋，箍筋采用HPB300 級(jí)鋼筋。試件Z-1 為對(duì)比試件，Z-2 和Z-3 采用HDC 加固，Z-4 和Z-5 在HDC 面層中配置鋼筋網(wǎng)，Z-6 和Z-7 采用RPC 加固，Z-8在RPC 加固層配置鋼筋網(wǎng)。各試件加固層配置的鋼筋網(wǎng)片尺寸，如圖1 所示。

加固前先對(duì)試件表面進(jìn)行鑿毛處理，露出約50%粗骨料，試件Z-6 的加固層采用澆筑施工，其余試件的加固層均采用人工壓抹施工，加固后柱截面尺寸為300 mm×300 mm。試件Z-3、Z-5、Z-7 的加固層不直接參與受壓，與柱頂端和底端均留有10 mm 間隔，各試件設(shè)計(jì)參數(shù)和加固方案見(jiàn)表1，試件詳細(xì)尺寸、配筋及細(xì)部構(gòu)造見(jiàn)圖1。

1.2 材料力學(xué)性能

試驗(yàn)采用的HDC 由水泥、礦物摻合料、砂、水、PVA 纖維和外加劑按一定比例制備。RPC 由水泥、水、砂、石英粉、硅灰、粉煤灰、鋼纖維和外加劑按一定比例制備。其中，水泥均為P.O.42.5R普通硅酸鹽水泥，HDC 中PVA 纖維的體積摻量為1.5%，RPC 中鋼纖維體積摻量為2%。纖維各項(xiàng)力學(xué)性能指標(biāo)見(jiàn)表2。

表2 纖維各項(xiàng)性能指標(biāo)Table 2 Performance indicators of fibres

采用邊長(zhǎng)為100 mm 的立方體試塊測(cè)試HDC和混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度平均值fcu,m；采用尺寸 為100 mm×100 mm×300 mm 的 棱 柱 體 測(cè) 試RPC 和混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度平均值fc,m；采用尺寸為350 mm×50 mm×15 mm 的啞鈴型拉伸試件，測(cè)試HDC 和RPC 的抗拉強(qiáng)度平均值ft,m。HDC、RPC 和混凝土的力學(xué)性能指標(biāo)見(jiàn)表3，HDC 的軸心抗壓強(qiáng)度可由式(1)確定：

表3 HDC 和RPC 和混凝土的力學(xué)性能指標(biāo)Table 3 Mechanical properties of HDC and RPC

表4 鋼筋的力學(xué)性能指標(biāo)Table 4 Mechanical properties of steel bars

1.3 試驗(yàn)裝置及加載制度

試驗(yàn)在500 t 電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，在試件西側(cè)和北側(cè)布置位移計(jì)，測(cè)試受壓柱的豎向位移，在試件前后兩側(cè)混凝土應(yīng)變片，通過(guò)TDS-602 數(shù)據(jù)采集儀同步測(cè)試每個(gè)試件的應(yīng)變值。試驗(yàn)過(guò)程中觀察裂縫開(kāi)展情況，記錄試件每一特征狀態(tài)下的荷載和裂縫情況。試驗(yàn)加載及測(cè)試裝置如圖2 所示。

圖2 試驗(yàn)加載及測(cè)試裝置圖Fig. 2 Loading and test set-up

試驗(yàn)時(shí)，通過(guò)上、下加載板直接對(duì)試件施加軸向荷載，采用位移控制的加載方式，加載速率為0.2 mm/min，當(dāng)加載至預(yù)估峰值荷載的80%時(shí)，加載速率改為0.1 mm/min，直至試件破壞或荷載下降至實(shí)際峰值荷載的85%以下。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

未加固試件Z-1 達(dá)到峰值荷載時(shí)，混凝土保護(hù)層剝落，箍筋外露，荷載下降迅速，試件發(fā)生明顯的脆性破壞。

各加固試件在加載初期均沒(méi)有出現(xiàn)明顯現(xiàn)象；隨著荷載增加，試件上、下端和柱角部加固層出現(xiàn)豎向微細(xì)裂縫，并向中部延伸；加載至近峰值荷載時(shí)，裂縫逐漸變寬，橫向膨脹變形增大，試件出現(xiàn)較多裂縫，發(fā)出纖維拔出的“啪啪”聲，加固層輕微外鼓，試件Z-3 角部的裂縫迅速貫通上、下端，且裂縫寬度較大，試件Z-5的上端角部裂縫向面層中央發(fā)展；達(dá)到峰值荷載時(shí)，HDC 加固試件Z-2 和Z-4 均有豎向裂縫上下貫通，試件Z-4 裂縫寬度較大，RPC 加固試件(Z-6、Z-7 和Z-8)的加固層壓碎，大量細(xì)小碎片剝落；試件Z-6 的上端出現(xiàn)大量豎向細(xì)密裂縫，中部受壓外鼓；試件Z-7 和Z-8 加固層角部豎向裂縫由試件上端延伸至中下部，但未上下貫通。各試件破壞形態(tài)及裂縫分布見(jiàn)圖3。

圖3 試件破壞形態(tài)Fig. 3 Failure patterns of specimens

2.2 破壞形態(tài)分析

根據(jù)8 個(gè)試件的試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞過(guò)程可得：

1) 對(duì)比柱Z-1 的破壞具有明顯脆性。RC 柱的混凝土保護(hù)層處于無(wú)約束受壓狀態(tài)，達(dá)到其極限壓應(yīng)變后被壓碎剝落，受箍筋約束較弱區(qū)域的混凝土壓碎隨即剝落，柱截面有效受壓面積迅速減小，承載力明顯下降。

2) 加固層改善了試件的破壞形態(tài)。HDC 和RPC加固層均為混凝土提供了環(huán)向約束應(yīng)力，彌補(bǔ)了箍筋約束的不足；HDC 和RPC 中的PVA 纖維和鋼纖維提高了加固層的裂縫控制能力，纖維“橋聯(lián)”作用限制裂縫的開(kāi)展，提高試件耐損傷能力，使試件破壞前變形較為緩慢。

3) HDC 加固層抗裂性能優(yōu)于RPC 加固層。試件加載到峰值荷載后，RPC 加固層裂縫未得以有效控制，導(dǎo)致大量細(xì)小碎片剝落；而HDC 材料具有較好的抗壓韌性和拉伸應(yīng)變硬化特征，其纖維“橋聯(lián)”作用抑制了裂縫的發(fā)展，使加固層表現(xiàn)出良好的整體性。

4) 加固層直接受壓的加固試件(Z-2、Z-4、Z-6和Z-8)破壞時(shí)，裂縫較多、寬度較小，加固層外鼓，主要因豎向受壓而破壞；加固層未直接受壓的加固柱(Z-3、Z-5 和Z-7)，加固層因約束核心區(qū)混凝土橫向膨脹變形而產(chǎn)生較大的橫向拉應(yīng)力，使加固層豎向裂縫寬度較大。

5) 加固層約束內(nèi)部混凝土?xí)r，受施工冷縫的影響，容易在角部搭接處開(kāi)裂，且裂縫發(fā)展迅速；通過(guò)試件Z-3 和Z-5 的對(duì)比發(fā)現(xiàn)，加固層配置鋼筋網(wǎng)可限制角部裂縫的發(fā)展。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

各試件主要試驗(yàn)結(jié)果如表5 所示。表中Pp和?p分別為各試件的峰值荷載及其對(duì)應(yīng)的豎向位移； ?u為極限位移，即試件荷載下降至85%Pp時(shí)對(duì)應(yīng)的豎向位移；n1和n2分別為各加固試件較試件Z-1 的峰值荷載和極限位移的提高幅度。

表5 試件試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 5 Comparison of test results for specimens

3.1 承載力

分析表5 中各試件的承載力可得：

1) 加固層直接受壓時(shí)，HDC 加固試件Z-2 和Z-4 承載力提高幅度較大；加固層未直接受壓時(shí)，HDC 加固試件Z-3 和Z-5 的承載力提高幅度較小，其中試件Z-3 由于施工冷縫的影響，加固層角部通縫出現(xiàn)較早，裂縫寬度較大，承載力提高幅度最小。

2) 試件Z-5 比試件Z-3 承載力有所提高，但試件Z-4 比試件Z-2 承載力有所降低，說(shuō)明鋼筋網(wǎng)削弱了加固層的連續(xù)性，故配置鋼筋網(wǎng)對(duì)直接受壓的加固層的豎向抗壓作用提高不明顯，但對(duì)HDC 加固層非直接受壓的試件，鋼筋網(wǎng)的約束作用增強(qiáng)了加固層與原混凝土的粘結(jié)，提高了試件承載力。

3) RPC 的抗壓強(qiáng)度較高，相同條件下，RPC加固試件的承載力較大，其中試件Z-6 的加固層澆筑施工，材料強(qiáng)度利用率較高，試件承載力提高幅度最大。

3.2 變形能力

根據(jù)試驗(yàn)所測(cè)得的各試件荷載和軸向位移，作荷載-位移曲線如圖4 所示。分析表5 和圖4 可得：

圖4 試件荷載-位移曲線Fig. 4 Load-displacement curves of specimens

1) 與未加固試件Z-1 相比，各加固試件的荷載-位移曲線下降段(從峰值荷載到荷載下降至85%)均較長(zhǎng)，極限位移較大，各加固試件的變形能力均有所提高；

2) 在相同條件下，對(duì)于在HDC 或RPC 加固層中配置鋼筋網(wǎng)的加固試件(Z-4、Z-5 和Z-8)，其荷載-位移曲線較為平緩，極限位移較大，說(shuō)明鋼筋網(wǎng)提高了試件的變形能力；

3.3 應(yīng)變分析

表6 為試件達(dá)到峰值荷載和極限荷載時(shí)所采集的材料應(yīng)變值。其中， εhp和 εhu分別為試件加固層(或混凝土保護(hù)層)的橫向峰值應(yīng)變和橫向極限應(yīng)變，即試件荷載達(dá)到峰值荷載和下降至85%峰值荷載時(shí)，加固層(或混凝土保護(hù)層)對(duì)應(yīng)的橫向應(yīng)變； εvp和 εvu分別為加固層(或混凝土保護(hù)層)的豎向峰值應(yīng)變和極限應(yīng)變； εwhp和 εwhu分別為橫向鋼筋網(wǎng)的峰值應(yīng)變和極限應(yīng)變； εwvp和 εwvu分別為豎向鋼筋網(wǎng)的峰值應(yīng)變和極限應(yīng)變； εsp和 εsu分別為原有縱筋的峰值應(yīng)變和極限應(yīng)變。分析表6 中數(shù)據(jù)可得：

表6 應(yīng)變分析 /(×10?6)Table 6 Analysis of strains

1) 所有加固試件縱筋峰值應(yīng)變均大于極限應(yīng)變，而各加固層的豎向峰值應(yīng)變均小于極限應(yīng)變，說(shuō)明各加固層主要在荷載上升階段發(fā)揮其豎向抗壓作用，在破壞階段開(kāi)始卸載；各加固層的壓應(yīng)變均明顯低于其材料的峰值壓應(yīng)變，加固層未直接受壓時(shí)其應(yīng)變更小，可見(jiàn)各加固層材料的力學(xué)性能均沒(méi)有充分發(fā)揮。

2) 各加固層的橫向極限應(yīng)變均大于峰值應(yīng)變，說(shuō)明加固層主要在荷載下降階段發(fā)揮其橫向約束作用；各加固試件的縱筋在極限荷載時(shí)均遠(yuǎn)大于試件Z-1，說(shuō)明加固層對(duì)內(nèi)部混凝土提供了有效約束，可提高試件的軸壓變形能力，使縱向鋼筋的力學(xué)性能充分發(fā)揮。

3) 試件Z-3 加固層橫向極限應(yīng)變以及其余各加固層橫向峰值應(yīng)變和極限應(yīng)變均明顯大于對(duì)比試件，說(shuō)明加固試件內(nèi)部混凝土產(chǎn)生了更大的橫向變形，故各加固層橫向應(yīng)變均大于試件Z-1 的混凝土橫向應(yīng)變，也可反映加固層對(duì)內(nèi)部混凝土提供了有效的約束作用。

將試件Z-4、Z-5 和Z-8 的鋼筋網(wǎng)豎向鋼筋應(yīng)變與加固層豎向應(yīng)變繪制于圖5。由圖5 可知：試件Z-4、Z-5 和Z-8 在荷載在達(dá)到約為峰值荷載90%之前，加固層豎向應(yīng)變與鋼筋網(wǎng)豎鋼筋應(yīng)變基本同步增長(zhǎng)，直至臨近峰值荷載或達(dá)到峰值荷載后，兩者應(yīng)變出現(xiàn)較大偏差，說(shuō)明在豎向荷載作用下，HDC 和RPC 加固層與鋼筋網(wǎng)變形較為協(xié)調(diào)，可以較好地協(xié)同工作，共同承擔(dān)豎向荷載。

圖5 鋼筋網(wǎng)與加固層豎向應(yīng)變Fig. 5 Vertical strains of reinforcement mesh and strengthening jackets

4 承載力計(jì)算

4.1 加固層的工作機(jī)理

加固層主要通過(guò)豎向抗壓作用來(lái)提高試件的承載力，而其橫向約束作用對(duì)承載力的提高幅度較小，故計(jì)算承載力時(shí)予以忽略。

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由前文分析可知，加固試件達(dá)到峰值荷載時(shí)，HDC 和RPC 加固層豎向應(yīng)變均未到峰值壓應(yīng)變，主要原因是HDC 和RPC 材料峰值壓應(yīng)變均大于混凝土峰值壓應(yīng)變，導(dǎo)致加固層材料強(qiáng)度未充分利用。此外，對(duì)于未直接受壓的加固層，還應(yīng)考慮界面剪力傳遞導(dǎo)致的柱端加固層抗壓作用未充分發(fā)揮。

4.1.1 加固層利用率

為分析加固層的利用率，作以下假設(shè)：1) 加固試件內(nèi)部混凝土到達(dá)峰值壓應(yīng)變時(shí)，試件達(dá)到承載力極限狀態(tài)時(shí)；2) 加固層與混凝土應(yīng)變協(xié)調(diào)。

1) 材料本構(gòu)

采用Hognestad 等[26]建議的混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變模型，取峰值應(yīng)變前的表達(dá)式：

為便于工程應(yīng)用，在表7 中給出試驗(yàn)軸壓比nt及其對(duì)應(yīng)的設(shè)計(jì)軸壓比nd，兩者的換算關(guān)系如下：

表7 強(qiáng)度利用系數(shù)Table 7 Strength utilization coefficients

4.1.2 界面剪力傳遞

加固層未直接受壓時(shí)，試件端部加固層的豎向應(yīng)變滯后于混凝土，導(dǎo)致了加固層與混凝土之間存在界面剪力，豎向應(yīng)力通過(guò)界面剪應(yīng)力v傳遞至加固層，使加固層應(yīng)變?cè)诩袅鬟f區(qū)域范圍內(nèi)逐漸積累，直至加固層豎向應(yīng)變與混凝土豎向應(yīng)變相等。

以HDC 加固試件為例，在加固層上取單位寬度 dx的條形加固層(簡(jiǎn)稱“條形單元”)進(jìn)行分析，如圖6(a)所示，將條形單元簡(jiǎn)化為軸向受壓的桿件，假設(shè)軸力在剪力傳遞區(qū)域內(nèi)均勻增長(zhǎng)，剪力傳遞區(qū)域的長(zhǎng)度為leh，則其軸力圖見(jiàn)圖6(b)。

圖6 界面剪力計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig. 6 Interface shear calculation diagram

本試驗(yàn)中試件破壞以后，將加固層剝開(kāi)觀察到HDC 或RPC 加固層內(nèi)側(cè)附著大量混凝土，說(shuō)明最大界面剪力受混凝土抗剪強(qiáng)度的限制，故界面剪力v近似取混凝土的抗剪強(qiáng)度。參考文獻(xiàn)[30]，可近似取 0.1fc,m，則條形單元最大軸力可由式(16)求得：

由表8 和表9 可得：當(dāng)原柱高寬比較小時(shí)，剪力傳遞系數(shù)較小，未直接受壓的加固層不能充分發(fā)揮材料性能，建議采用加固層直接受壓的方式進(jìn)行加固；故當(dāng)原柱高寬比較大時(shí)，加固層材料利用率有所提高，可以采用未直接受壓的方式進(jìn)行加固。

表8 HDC 剪力傳遞系數(shù)Table 8 Shear transfer coefficients of HDC

表9 RPC 剪力傳遞系數(shù)Table 9 Shear transfer coefficients of RPC

4.2 承載力計(jì)算及結(jié)果對(duì)比

由于人工壓抹施工會(huì)影響到加固層的連續(xù)性，故參考規(guī)范[1]，對(duì)壓抹施工的加固層所提供承載力N2乘以施工影響系數(shù)kco，取值為0.7。

則承載力N的計(jì)算公式如下：

采用試驗(yàn)實(shí)測(cè)的材料強(qiáng)度平均值，并根據(jù)式(2)、式(15)、式(23)和式(24)，計(jì)算出各試件的承載力，結(jié)果見(jiàn)表10。

表10 計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Table 10 Comparison of calculated and experimental values

由表10 可知：試件Z-3 的承載力計(jì)算值較試驗(yàn)值偏大，這是由于施工冷縫的影響，加固試件承載力提高幅度較??；由于試件Z-8 壓抹施工，RPC加固層存在下墜現(xiàn)象，其頂面未與原柱頂面完全平齊，導(dǎo)致其實(shí)測(cè)承載力較小。

各加固試件的試驗(yàn)值和計(jì)算值比值的平均值為0.989，標(biāo)準(zhǔn)差為0.063，變異系數(shù)為0.063，說(shuō)明該計(jì)算方法較為合理，可以為加固軸心受壓柱的設(shè)計(jì)和承載力復(fù)核提供參考。

5 結(jié)論

通過(guò)對(duì)4 個(gè)HDC 加固柱、3 個(gè)RPC 加固柱和1 個(gè)未加固柱進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)，研究了加固層材料、加固層受力形式和加固層是否配筋對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，可初步得到如下結(jié)論：

(1) HDC 和RPC 加固層均較好地約束了內(nèi)部混凝土，改善混凝土受壓構(gòu)件的脆性破壞形態(tài)，提高試件的整體性。與RPC 加固試件相比，HDC 加固試件表現(xiàn)出更加良好的破壞形態(tài)。

(2) HDC 和RPC 加固層均提高了試件承載力；同時(shí)，加固層抑制了內(nèi)部混凝土的橫向膨脹變形，限制了擴(kuò)脹拉伸導(dǎo)致的裂縫非穩(wěn)定發(fā)展，增強(qiáng)了試件的變形能力。

(3) RPC 比HDC 的抗壓強(qiáng)度大，故RPC 加固試件的承載力提高幅度較大；與加固層直接受壓時(shí)可充分發(fā)揮其抗壓作用，試件承載力提高幅度較大；在加固層中配置鋼筋網(wǎng)可抑制角部裂縫的發(fā)展，但對(duì)承載力的提高不明顯。

(4) 通過(guò)分析各材料的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系和界面剪力傳遞作用機(jī)理，給出了加固試件的承載力計(jì)算方法，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。