GFRP套管與鋼纖維砂漿復(fù)合加固損傷RC柱軸心受壓試驗研究*

李 哲， 邢樂陽， 王志立， 雷家奇， 馮學(xué)偉

(西安理工大學(xué)土木建筑工程學(xué)院， 西安 710048)

0 引言

目前，中國許多現(xiàn)有建筑物已進入“中年期或老年期”，并且由于老化過程中可能發(fā)生的各種損傷的積累，結(jié)構(gòu)的耐久性和可靠性大大降低。據(jù)悉，我國每年拆除的建筑面積為4億m2[1]。拆除和重建不僅造成了嚴重的資源浪費，而且不可避免地破壞了一些具有城市歷史的建筑物。因此，建筑物的加固改造非常迫切。RC柱作為建筑結(jié)構(gòu)中最基本的承重構(gòu)件，在其建造和使用的過程中，因為人為因素、自然侵蝕和功能要求的諸多變化，常常會出現(xiàn)結(jié)構(gòu)損傷和承載力不足等問題[2]。為了更好地符合實際工程的需求，本文主要研究損傷RC柱的加固問題。近些年來，玻璃纖維增強塑料(GFRP)套管加固RC柱構(gòu)件受到國內(nèi)外學(xué)者的重視，并在工程結(jié)構(gòu)中得到了很好的應(yīng)用[3-7]。目前，隨著鋼纖維混凝土(SFRC)在混凝土路面、橋面、機場跑道維修和隧道襯砌等領(lǐng)域的廣泛應(yīng)用，SFRC逐漸成為一種新型的加固材料[8-9]。

基于對舊建筑柱構(gòu)件加固的需求和拓寬鋼纖維砂漿應(yīng)用范圍，本研究提出GFRP套管與鋼纖維砂漿復(fù)合加固損傷RC柱的新概念。將GFRP管厚度作為變化參數(shù)，對1根未加固對比柱和4根加固柱進行軸壓試驗，研究了加固柱的極限承載力、荷載-應(yīng)變關(guān)系和破壞特征，以研究其能否充分發(fā)揮材料的優(yōu)勢，彌補單一加固方式的不足，滿足工程應(yīng)用的要求。

1 試驗方案

1.1 試件設(shè)計

在本次試驗中，共設(shè)計了5個試件，其中1根為未加固RC方形截面短柱試件RC-1，將其作為對比試件，其余4根柱為加固試件，包括鋼纖維砂漿加固RC方形截面短柱試件SFRC-1及GFRP套管與鋼纖維砂漿復(fù)合加固損傷RC方形截面短柱試件GSFRC-1～GSFRC-3。未加固試件的尺寸為200mm×200mm，縱向受力鋼筋412，箍筋φ6@100(柱中間非加密區(qū)的間距為150mm)。復(fù)合加固試件GSFRC-1～GSFRC-3的GFRP套管纖維纏繞角度均為±61°，內(nèi)徑均為350mm，壁厚分別為4，6，8mm，試件高度均為1 000mm。試件的截面尺寸如圖1所示，試件具體參數(shù)見表1。

圖1 試件的截面尺寸

試件設(shè)計參數(shù) 表1

1.2 材料性能

為確保澆筑質(zhì)量和加固后的承載能力，后灌注用來加固的鋼纖維砂漿采用的強度等級為M50。原柱混凝土和鋼纖維砂漿分別根據(jù)《普通混凝土配合比設(shè)計規(guī)程》(JGJ 55—2011)[10]和《水泥復(fù)合砂漿鋼筋網(wǎng)加固混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 242∶2008)[11]來設(shè)計配合比，詳見表2。

本試驗中箍筋、縱筋均依據(jù)《金屬材料 拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)[12]進行材料性能試驗，測得的力學(xué)性能參數(shù)見表3。所使用的鋼纖維根據(jù)《混凝土用鋼纖維》(YB/T 151—2017)[13]進行選取，見表4。所用GFRP管根據(jù)《玻璃纖維增強塑料夾砂管》(GB/T 21238—2016)[14]進行選取，詳細參數(shù)見表5。

混凝土及砂漿配比 表2

鋼筋力學(xué)性能 表3

鋼纖維特征參數(shù) 表4

GFRP管力學(xué)性能 表5

1.3 試驗加載及測量

本次試驗在西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)與抗震實驗室完成，采用2 000t微機控制電液伺服壓剪試驗機進行試驗，根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標準》(GB/T 50152—2012)[15]制定分級加載程序。本次加載主要分為兩個步驟，預(yù)加載和正式加載。預(yù)加載：取計算承載力的20%進行荷載施加，持荷5min，檢查側(cè)向位移計和應(yīng)變片是否工作正常，并且調(diào)整試件的對中情況，以使試驗順利進行。正式加載：在加載的初始階段，每級加載為計算極限荷載的1/15；當荷載超過極限載荷的70%時，變?yōu)橛嬎銟O限載荷的1/30；在接近極限載荷之前，將其緩慢而連續(xù)地加載，并設(shè)置靜態(tài)應(yīng)變采集系統(tǒng)進行連續(xù)采集，直到試件破壞為止。

本次試驗通過提前布置的位移、應(yīng)變測點獲取試驗所需的相關(guān)數(shù)據(jù)。其測量的主要數(shù)據(jù)有：GFRP管的橫向和縱向應(yīng)變、鋼纖維砂漿的橫向和縱向應(yīng)變和試件的縱向變形。其測點布置如圖2、圖3所示。在GFRP管各側(cè)面四分點處布置三排橫、縱向電阻應(yīng)變片，在GFRP管中點布置3個側(cè)向位移計，位移計之間間隔120°，在試件SFRC-1中點布置一排橫、縱向應(yīng)變片，在一側(cè)面四分點處布置三個側(cè)向位移計。

圖2 GSFRC系列試件測點布置

圖3 試件SFRC-1測點布置

2 試驗現(xiàn)象

對于未加固試件RC-1，在加載初期，鋼筋和混凝土均處于彈性階段，試件沒有出現(xiàn)明顯的變化。由于混凝土塑性變形的發(fā)展，壓縮變形增加的速度快于荷載增長速度，同時，在相同荷載增量下，鋼筋的壓應(yīng)力比混凝土的壓應(yīng)力增加得快。隨著試件軸向壓力的不斷增加，在試件中上部開始出現(xiàn)多條細微裂縫，荷載繼續(xù)增加，裂縫逐漸向中部發(fā)展，豎向荷載繼續(xù)增加，裂縫的寬度逐漸增加，試件中部開始向外側(cè)鼓出；當軸向壓力達到峰值荷載的80%左右時，混凝土開始剝落；當試件達到極限荷載時，混凝土開始大片剝落，隨著軸向位移的繼續(xù)增加，試件承載力陡降，破壞較為突然，屬于脆性破壞。其破壞形態(tài)如圖4(a)所示。

圖4 試件破壞形態(tài)

對于鋼纖維砂漿加固試件SFRC-1，在加載初期沒有觀察到明顯的變化。此時，被壓部件處于彈性階段。當荷載增加到到峰值荷載的50%時，試件下部開始出現(xiàn)多條縱向細微裂紋；荷載繼續(xù)增加，原有的縱向細微裂縫逐漸向上開始延伸；當荷載達到峰值荷載的70%時，試件上部區(qū)域開始出現(xiàn)多條縱向細微裂縫；荷載繼續(xù)增加，試件上部區(qū)域和下部區(qū)域原有的縱向細微裂縫繼續(xù)向中間延伸，在核心鋼筋混凝土柱的四個角部形成四條貫通的縱向裂縫；當達到試件的極限承載力時，鋼纖維砂漿的裂縫寬度逐漸增加，隨著軸向位移的繼續(xù)增加，試件承載力逐步下降，裂縫寬度逐漸增大，破壞較為緩慢，屬于延性破壞。其破壞形態(tài)如圖4(b)所示。

對于復(fù)合加固試件GSFRC-1～GSFRC-3，加載初期，沒有出現(xiàn)明顯特征，表現(xiàn)出良好的彈性受力狀態(tài)；當荷載增加到峰值荷載的70%左右時，GFRP管開始出現(xiàn)輕微的泛白；當荷載繼續(xù)增加到峰值荷載的85%左右時，試件出現(xiàn)零星響聲，這種響聲是GFRP管的纖維撕裂聲；當荷載持續(xù)增加到峰值荷載90%左右時，試件響聲連續(xù)且聲音變大；荷載繼續(xù)增加，試件中上部的玻璃纖維沿纏繞方向被撕裂，并向四周擴展，試件最終破壞。其破壞形態(tài)如圖4(c)，(d)，(e)所示。

3 試驗結(jié)果分析

3.1 承載力

表6給出了承載力的試驗結(jié)果，由表6可知，未加固試件RC-1的極限承載力為1 462.4kN，鋼纖維砂漿加固試件SFRC-1的極限承載力為2 372.1kN，復(fù)合加固試件GSFRC-1，GSFRC-2和GSFRC-3的極限承載力分別為7 608.3，10 350.3，11 700.5kN。與試件RC-1的極限承載力相比，試件GSFRC-1，GSFRC-2和GSFRC-3分別提高了420.3%，607.7%和700.1%。與試件SFRC-1的極限承載力相比，試件GSFRC-1，GSFRC-2和GSFRC-3分別提高了220.7%，336.3%和393.2%。

試件試驗結(jié)果 表6

圖5為GFRP管厚度對承載力提高幅度的影響。由圖可知，當其他條件相同時，GFRP套管與鋼纖維砂漿復(fù)合加固損傷RC方形截面短柱的承載力提高率隨GFRP管壁厚度的增加而降低。

圖5 承載力提高率與GFRP管厚度關(guān)系曲線

以上研究表明，GFRP套管與鋼纖維砂漿復(fù)合加固法可以大幅度地提高加固柱的承載力。當其他條件都相同時，承載力隨著GFRP管厚度的增加而增大，但承載力提高率隨GFRP管厚度的增大而減小。

3.2 荷載-應(yīng)變曲線

采集靜態(tài)應(yīng)變電阻箱的數(shù)據(jù)，得到試件SFRC-1鋼纖維砂漿測點的橫向和縱向應(yīng)變值和試件GSFRC-1～GSFRC-3的GFRP管測點的橫向和縱向應(yīng)變，分析試件在軸心受壓作用下鋼纖維砂漿的荷載-應(yīng)變曲線和GFRP管的荷載-應(yīng)變曲線，如圖6～9所示。

圖6 試件SFRC-1鋼纖維砂漿荷載-應(yīng)變曲線

如圖6所示，試件SFRC-1在加載初期，鋼纖維砂漿的應(yīng)變隨著荷載的增加呈現(xiàn)彈性發(fā)展，處于彈性階段，觀察荷載-應(yīng)變曲線斜率，對比左右兩條曲線，鋼纖維砂漿的縱向應(yīng)變增長速率和橫向應(yīng)變相似。這說明在加載初期，核心RC柱尚未鼓曲屈服，即鋼纖維砂漿尚未開始通過承受拉力來發(fā)揮其環(huán)向約束作用。當荷載繼續(xù)增加到峰值荷載的60%左右時，鋼纖維砂漿的荷載-應(yīng)變曲線不再呈彈性變化，開始出現(xiàn)非線性變化，曲線的斜率不斷變小并慢慢趨于平穩(wěn)，縱向應(yīng)變和橫向應(yīng)變的增長速率逐漸接近，鋼纖維砂漿與核心RC柱之間的相互作用不斷加強。最后，隨著荷載的徐徐增加，鋼纖維砂漿的應(yīng)變快速發(fā)展，直至達到極限狀態(tài)。

對比分析試件GSFRC-1，GSFRC-2和GSFRC-3的荷載-應(yīng)變曲線，可以發(fā)現(xiàn)初始加載時，復(fù)合加固柱的橫向應(yīng)變隨荷載的增加而呈線性增大，而GFRP管的荷載-縱向應(yīng)變曲線的斜率相對小于荷載-橫向應(yīng)變曲線的斜率，表明在加載初期，橫向應(yīng)變相對較小的GFRP管尚未與鋼纖維砂漿加固柱進入?yún)f(xié)同工作，即GFRP管尚未通過承受拉力來發(fā)揮其環(huán)向套箍作用。從圖7～9可以看出，當繼續(xù)增加荷載到某一定值時，試件的荷載-橫向應(yīng)變曲線不再呈彈性發(fā)展，在相同荷載的增量下，橫向應(yīng)變值開始呈現(xiàn)成倍增長，說明試件內(nèi)部的受力機理開始出現(xiàn)變化，鋼纖維砂漿加固柱開始壓潰破壞而喪失承載力，由GFRP管開始進入約束機理，承受來自鋼纖維砂漿加固柱擠壓對GFRP管所產(chǎn)生的橫向拉伸應(yīng)力。

圖7 GFRP管上部荷載-應(yīng)變曲線

圖8 GFRP管中部荷載-應(yīng)變曲線

3.3 荷載-位移曲線

由電液伺服微機系統(tǒng)自動采集軸向壓力和豎向位移，分析試件在軸心受壓作用下對應(yīng)的荷載-位移曲線。如圖10所示，未加固RC-1試件和鋼纖維砂漿加固試件SFRC-1的荷載-位移曲線有很明顯的下降段，相對于復(fù)合加固試件GSFRC-1～GSFRC-3，其延性較好;但承載力卻遠遠不如。不同厚度的GFRP管復(fù)合加固試件的荷載-位移的關(guān)系近似為雙折線，因此可分為兩個階段。如圖11所示，第一階段為彈性階段，第二階段為彈塑性階段。由圖11可見,折線第二階段的斜率與GFRP管的約束剛度密切相關(guān)，8mm厚的GFRP管“約束剛度”最大，雙折線轉(zhuǎn)折點(第一、二階段的分界點)最高，極限承載力也最大。

圖9 GFRP管下部荷載-應(yīng)變曲線

圖10 試件荷載-位移曲線

圖11 復(fù)合加固試件荷載-位移曲線

4 承載力計算

復(fù)合加固柱的軸壓承載力主要由核心混凝土承擔，GFRP套管不受軸力，只提供徑向約束力，在對軸心受壓復(fù)合加固柱承載力進行計算時，引入了以下假定：1)加固后復(fù)合截面的總軸力N由原RC柱、后澆的鋼纖維砂漿和縱向受力鋼筋三部分所承擔的軸力疊加組成；2)新、舊兩部分混凝土及加固GFRP套管共同工作，不考慮其相對滑移，應(yīng)變協(xié)調(diào)，滿足變形協(xié)調(diào)條件；3)不考慮原RC柱的箍筋作用。因為核心混凝土受到GFRP套管的強力約束作用而處于三向壓縮狀態(tài)，可引用Richart等提出的混凝土受主動約束應(yīng)力作用下的強度計算公式[16]：

fcc=fco+k1fl

(1)

式中：fcc為受約束之后混凝土抗壓強度；fco為受約束之前混凝土抗壓強度；fl為約束應(yīng)力；k1為約束后應(yīng)力提高系數(shù)。

(2)

式中：fc1和fc2分別為原柱混凝土和后澆部分鋼纖維砂漿的軸心抗壓強度；Ac1和Ac2分別為原柱混凝土和后澆部分鋼纖維砂漿的截面面積。

根據(jù)試驗研究可知，加固部分鋼纖維砂漿強度利用率和核心RC柱損傷程度對GFRP套管與鋼纖維砂漿復(fù)合加固RC柱軸壓承載力具有不利的影響，因此本文引入強度利用系數(shù)α和損傷系數(shù)ψ，通過查閱參考文獻[17]，加固部分鋼纖維砂漿與原構(gòu)件協(xié)同工作時，加固用鋼纖維砂漿的強度利用系數(shù)近似取α=0.8。此值為查閱文獻之后預(yù)估近似值，當有充分根據(jù)時，可適當調(diào)整。通過對大量參考文獻數(shù)據(jù)和試驗數(shù)據(jù)的回歸擬合分析，得：

ψ=-2.625β2+3.575β-0.35

(3)

式中β為損傷程度，本文方形截面RC短柱的損傷程度均為二級損傷，β取為0.8。

修正后的約束前混凝土圓柱體抗壓強度為：

(4)

(5)

鋼纖維砂漿加固柱受縱向壓力后，橫向產(chǎn)生膨脹，GFRP管約束加固柱的橫向變形，對加固柱產(chǎn)生徑向約束應(yīng)力，根據(jù)力的平衡條件，得到GFRP套管對加固柱的約束應(yīng)力：

(6)

式中ff為GFRP管環(huán)向極限抗拉強度。

根據(jù)疊加原理可得到GFRP套管與鋼纖維砂漿復(fù)合加固RC柱的極限承載力公式為：

Npu=fccAc+fyAs

(7)

式中：Ac為復(fù)合加固柱截面面積；fy為縱向鋼筋屈服強度；As為縱向鋼筋截面面積。

根據(jù)式(7)可求出GFRP套管與鋼纖維砂漿復(fù)合加固RC柱試件的極限承載力，極限承載力試驗值與計算值對比結(jié)果見表6。由表6中的數(shù)據(jù)可知，二者比值的平均值約為1.03，標準差約為0.038，理論計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好，滿足計算精度要求，可為工程應(yīng)用提供參考。

5 結(jié)論及建議

(1)未加固RC柱發(fā)生剪切破壞，鋼纖維砂漿加固RC柱發(fā)生剪切破壞，GFRP套管與鋼纖維砂漿復(fù)合加固RC柱因GFRP管撕裂而發(fā)生脆性破壞。

(2)試件軸壓承載力隨著GFRP管厚度的增大而增加，增加幅度最大為53.8%；與鋼筋混凝土柱的峰值荷載相比，用單一的鋼纖維砂漿加固，峰值荷載約能提高1.6倍；用GFRP套管與鋼纖維砂漿復(fù)合加固，其峰值荷載最大能提高8.0倍。

(3)基于Richart等提出的混凝土受主動約束應(yīng)力fl作用下的強度計算公式，提出了適用于GFRP套管與鋼纖維砂漿復(fù)合加固損傷RC短柱的軸壓承載力公式，計算值與試驗值吻合良好。

(4)GFRP套管與鋼纖維砂漿復(fù)合加固能大幅度提高RC柱的極限承載能力，但其延性相對來說比較差，這主要是由于GFRP管本身是脆性材料，與此同時GFRP管的強力約束使鋼纖維砂漿加固柱僅發(fā)揮出很小的塑性變形。采用單一的鋼纖維砂漿加固可以在保證一定的承載力的前提下，既提高加固RC柱的延性，又降低加固成本。

合適的復(fù)合加固方式還需進一步的研究。為滿足實際使用需要應(yīng)開展更多新型復(fù)合加固和新型材料的研究。