預(yù)應(yīng)力鋼帶-外包鋼復(fù)合加固混凝土短柱循環(huán)軸壓性能研究

王梓旋 王亨 謝劍，3

1.天津大學(xué)建筑工程學(xué)院 300350

2.天津大學(xué)建筑設(shè)計(jì)規(guī)劃研究總院有限公司 300350

3.北京市既有建筑改造工程技術(shù)研究中心天津分中心 300350

引言

隨著我國(guó)城鎮(zhèn)化率的提高，我國(guó)進(jìn)入了新建與加固并重的階段。在鋼筋混凝土柱的加固工程中，對(duì)混凝土柱進(jìn)行橫向主動(dòng)約束，可使其提前處于三向受壓狀態(tài)，有效克服約束材料應(yīng)變滯后問(wèn)題，充分發(fā)揮混凝土材料的力學(xué)性能［1］。目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了預(yù)應(yīng)力鋼帶［2］、預(yù)應(yīng)力鋼絞線(xiàn)［3］、預(yù)應(yīng)力鋼箍［4］和預(yù)應(yīng)力FRP［5］等主動(dòng)預(yù)應(yīng)力約束加固技術(shù)。研究表明［6］，用約束材料纏繞鋼筋混凝土柱來(lái)提高承載力，其提高程度是有限的，但可以顯著約束混凝土的橫向變形，提高其變形能力和延性。預(yù)應(yīng)力鋼帶-外包鋼復(fù)合加固法在預(yù)應(yīng)力鋼帶加固法的基礎(chǔ)上引入外包鋼，進(jìn)一步提升承載能力，實(shí)現(xiàn)了承載力和延性雙向提升的高效加固。復(fù)合加固作為一種適合應(yīng)用于抗震區(qū)的加固方式，其在循環(huán)荷載下的性能研究也顯得尤其重要。本文以不同加固方式和鋼帶間距為研究參數(shù)，通過(guò)試驗(yàn)研究了預(yù)應(yīng)力鋼帶-外包鋼復(fù)合加固混凝土短柱在循環(huán)軸壓荷載作用下的力學(xué)性能。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

共設(shè)計(jì)了10 個(gè)短柱試件，其中5 個(gè)單調(diào)加載（Z），5 個(gè)循環(huán)加載（R）。Z0／R0 為未加固試件，Z1／R1 為預(yù)應(yīng)力鋼帶加固試件，Z2 ～Z4 和R2 ～R4 為復(fù)合加固試件。研究參數(shù)包括：不同的加固方式和鋼帶間距（C）。試件編號(hào)及詳細(xì)參數(shù)見(jiàn)表1。混凝土柱的尺寸均為150mm×150mm×550mm；所用鋼帶的寬度為32mm，厚度為0.9mm；所用外包鋼壁厚為3mm?；炷猎O(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C30，在澆筑混凝土柱的同時(shí)預(yù)留6個(gè)邊長(zhǎng)為100mm 的立方體試塊，將其與混凝土柱在同一條件下自然養(yǎng)護(hù)?；炷亮⒎襟w試塊抗壓強(qiáng)度平均值為36.28MPa。通過(guò)萬(wàn)能拉伸試驗(yàn)機(jī)對(duì)鋼帶和外包鋼的拉伸性能進(jìn)行測(cè)試，實(shí)測(cè)結(jié)果見(jiàn)表2。

表1 各試件詳細(xì)設(shè)計(jì)參數(shù)及主要試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Detailed design parameters and main test results of specimens

表2 鋼帶及外包鋼拉伸試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Tensile test results of steel strip and external steel frame

1.2 復(fù)合加固流程

加固流程如下：

（1）試件倒角處理：為了優(yōu)化預(yù)應(yīng)力的施加，通過(guò)切割機(jī)和角磨機(jī)進(jìn)行半徑為30mm 的倒角處理。

（2）放置外包鋼：將弧形外包鋼放置在柱邊4 個(gè)倒角處，并用皮筋進(jìn)行臨時(shí)固定。

（3）張拉鋼帶及錨固：由氣泵提供動(dòng)力，通過(guò)拉緊器和錨固器進(jìn)行鋼帶的張拉及錨固。

1.3 預(yù)應(yīng)力測(cè)量

試驗(yàn)中通過(guò)氣泵氣壓值的大小來(lái)控制預(yù)應(yīng)力施加的大小，測(cè)試發(fā)現(xiàn)本試驗(yàn)氣泵壓力值在使用過(guò)程中恒定在0.8MPa。在試驗(yàn)前，對(duì)鋼帶預(yù)拉應(yīng)變進(jìn)行測(cè)量，測(cè)量方法為在同一條鋼帶上粘貼3 個(gè)應(yīng)變片，在張拉過(guò)程中進(jìn)行應(yīng)變采集。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，鋼帶平均預(yù)應(yīng)力比為0.31，見(jiàn)表3。

表3 初始預(yù)拉應(yīng)變和預(yù)應(yīng)力比Tab.3 Initial pretension strain and prestress ratio

1.4 加載裝置及測(cè)量裝置

試驗(yàn)在天津大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室5000kN 電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。柱子豎向位移通過(guò)百分表測(cè)量試驗(yàn)機(jī)頂?shù)装逑鄬?duì)位移得到。試驗(yàn)開(kāi)始前，將高強(qiáng)石膏涂抹在已打磨過(guò)的柱端，并施以一定壓力至高強(qiáng)石膏硬化，以保證試件為全截面均勻受壓。

1.5 加載制度

試件Z0 ～Z4 采用單調(diào)位移加載，直至試件破壞，加載速率為0.5mm／min。試件R0 ～R4 采用單次循環(huán)加載，加載階段采用等位移加載，每級(jí)加載0.5mm（R0 每級(jí)加載0.25mm），加載速率為0.5mm／min；卸載階段采用力控制，卸載速率為10kN／s，在荷載為5kN時(shí)停止。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 未加固柱破壞

未加固混凝土柱試件R0 組在循環(huán)加載初期沒(méi)有明顯的變化，循環(huán)加載到峰值荷載的50%～70%時(shí)，在柱中部出現(xiàn)細(xì)小微裂縫；之后隨著加載等級(jí)的增加，裂縫向兩端延伸；到達(dá)峰值荷載后一個(gè)循環(huán)內(nèi)斜裂縫貫通，荷載快速下降。破壞結(jié)果如圖1b所示。

2.2 預(yù)應(yīng)力鋼帶加固柱破壞

預(yù)應(yīng)力鋼帶加固混凝土柱試件R1 組在循環(huán)加載初期沒(méi)有明顯的變化；加載到峰值荷載時(shí)，中間鋼帶間未約束區(qū)方柱角部混凝土小面積裂縫開(kāi)展，隨后經(jīng)過(guò)2 ～3 個(gè)循環(huán)，中部未約束區(qū)裂縫開(kāi)展，隨后成片碎裂，最終被擠壓破碎，鋼帶斷開(kāi)試驗(yàn)結(jié)束。破壞過(guò)程和結(jié)果如圖1d所示。

2.3 復(fù)合加固柱破壞

復(fù)合加固試件在加載前中期的現(xiàn)象基本相同：加載初期無(wú)明顯現(xiàn)象，荷載上升階段伴隨著鋼帶拉緊發(fā)出的響聲，加載到峰值荷載左右混凝土出現(xiàn)微裂紋。根據(jù)加載后期鋼帶和外包鋼的破壞順序以及試件最終破壞形態(tài)，可以將試件分為以下兩類(lèi)：（1）R2 試件在鋼帶之間的外包鋼先發(fā)生了明顯的局部的屈曲外凸，然后鋼帶斷開(kāi)，混凝土壓碎；（2）R3 和R4 試件在加載后期鋼帶斷開(kāi)之前外包鋼未發(fā)現(xiàn)明顯的屈曲外凸，鋼帶斷開(kāi)后外包鋼局部屈曲外凸，混凝土被壓碎。復(fù)合加固試件破壞照片以R3 為例，如圖1f所示。

此外，單調(diào)加載試件的最終破壞模式與對(duì)應(yīng)的循環(huán)加載試件類(lèi)似，見(jiàn)圖1a、1c和1e所示。

圖1 試件典型破壞模式Fig.1 Failure modes of specimens

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

通過(guò)分析不同試件的荷載-位移曲線(xiàn)，研究不同試驗(yàn)參數(shù)對(duì)加固效果的影響規(guī)律。各試件的主要試驗(yàn)結(jié)果如表1 所示。

3.1 荷載-位移曲線(xiàn)

圖2 給出了所有試件的荷載-位移曲線(xiàn)以及循環(huán)加載工況下的包絡(luò)線(xiàn)，各試件具有部分相同的循環(huán)加載特征。在加載初期，試件處于彈性階段，試件總體變形較小，卸載后的殘余變形也較小，加載時(shí)曲線(xiàn)斜率變化較小。彈塑性工作階段，加載時(shí)曲線(xiàn)的斜率隨加載位移的增大而減小，卸載后的殘余變形不斷增大。隨著位移進(jìn)一步增大，試件進(jìn)入塑性階段，位移迅速增大，變形恢復(fù)較小。

從圖2 可以看出，循環(huán)加載下的荷載位移曲線(xiàn)包絡(luò)線(xiàn)與相應(yīng)的單調(diào)軸壓下荷載-位移曲線(xiàn)基本吻合，表明不同加載方式對(duì)加固效果的影響很小，復(fù)合加固的抗震性能良好。對(duì)于預(yù)應(yīng)力鋼帶加固組R1，鋼帶對(duì)核心混凝土有效的側(cè)向約束，限制了混凝土豎向裂縫的延伸和開(kāi)展；預(yù)應(yīng)力的施加，可以主動(dòng)約束核心混凝土，進(jìn)一步促使豎向裂縫寬度減小和彌合。所以R1 試件的峰值荷載和峰值位移與R0 相比有所增加。對(duì)于復(fù)合加固組R2 ～R4，預(yù)應(yīng)力鋼帶的作用下，混凝土和外包鋼在加載前期能夠協(xié)同受力，外包鋼提供全截面的側(cè)向壓力，在加載中期減小了鋼帶間未約束區(qū)的破壞，試件的峰值荷載和峰值位移進(jìn)一步提高。

對(duì)比圖2a、2b、2d，循環(huán)荷載作用下，從承載力提升幅度來(lái)看，預(yù)應(yīng)力鋼帶加固提升了38%，復(fù)合加固提升了81%；從峰值位移提升幅度來(lái)看，預(yù)應(yīng)力鋼帶加固提升了59%，復(fù)合加固提升了103%。對(duì)于復(fù)合加固試件來(lái)說(shuō)，外包鋼承受了一部分荷載且對(duì)鋼帶的約束力起到了分散作用，大大提升了試件的承載能力和變形能力。對(duì)比圖2c、2d、2e 曲線(xiàn)，鋼帶間距分別為100mm、75mm和50mm 時(shí)，試件的峰值荷載分別提高65%、81%和101%，試件的峰值位移分別提升64%、103%和154%。減小鋼帶間距有利于對(duì)外包鋼和混凝土形成更強(qiáng)的約束，從而提升試件的承載力和變形能力。

根據(jù)圖2 曲線(xiàn)中的共同特征，圖3 表明了典型的循環(huán)荷載-位移曲線(xiàn)及其包絡(luò)線(xiàn)，并指出其中的關(guān)鍵參數(shù)，以便于后續(xù)的結(jié)果分析。圖3中，當(dāng)加載到A點(diǎn)（Δun，Pun）時(shí)卸載，卸載至B點(diǎn)時(shí)，殘余變形為Δca；再加載至上一級(jí)位移加載等級(jí)C點(diǎn)（Δun，Pnew），最后加載至新的位移加載等級(jí)D 點(diǎn)（Δre，Pre），完成一個(gè)卸載-加載循環(huán)。

圖2 荷載-位移曲線(xiàn)Fig.2 Load-displacement curves

圖3 循環(huán)荷載-位移曲線(xiàn)中關(guān)鍵參數(shù)Fig.3 Key parameters in load-displacement curves

3.2 殘余變形

殘余變形（Δca）是卸載曲線(xiàn)與位移坐標(biāo)軸的交點(diǎn)（圖3 中B點(diǎn)）所對(duì)應(yīng)的位移。為保證試驗(yàn)機(jī)軸力的穩(wěn)定性，避免試驗(yàn)機(jī)上頂板與試件脫開(kāi)，本試驗(yàn)卸載階段荷載僅卸載至5kN，為方便取值，本文將卸載荷載為5kN時(shí)所對(duì)應(yīng)的位移取為殘余變形。本試驗(yàn)中每個(gè)試件的殘余變形與卸載點(diǎn)位移之間的關(guān)系曲線(xiàn)如圖4 所示。通過(guò)圖4a可以看出：卸載點(diǎn)位移在2mm 左右時(shí)，未加固試件R0 對(duì)應(yīng)的殘余變形為1.23mm，預(yù)應(yīng)力鋼帶加固試件R1 對(duì)應(yīng)的殘余變形為0.84mm，復(fù)合加固試件Z3 對(duì)應(yīng)的殘余變形為0.69mm。與未加固柱相比，相同卸載位移下，加固柱的殘余變形明顯減小，預(yù)應(yīng)力鋼帶的存在有利于試件的變形恢復(fù)，減小混凝土的塑性變形。從圖4b 可以看出：從殘余變形來(lái)看，相同卸載位移下，不同鋼帶間距的殘余變形相差不大，說(shuō)明改變鋼帶間距對(duì)混凝土塑性應(yīng)變的影響不大。

圖4 殘余變形與卸載點(diǎn)位移關(guān)系Fig.4 Relationship between residual deformation and unloading point displacement

3.3 承載力退化

承載力退化反映結(jié)構(gòu)累積損傷，是結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo)［7］。本文承載力退化系數(shù)αi按式（1）計(jì)算：

從圖2 荷載-位移曲線(xiàn)可以看出，當(dāng)試件完成一次循環(huán)加卸載后再加載至上一次循環(huán)的卸載點(diǎn)時(shí)，荷載會(huì)有所降低，這與混凝土在循環(huán)荷載作用下的強(qiáng)度退化密切相關(guān)。本試驗(yàn)中每個(gè)試件的承載力退化與卸載點(diǎn)位移之間的關(guān)系曲線(xiàn)如圖5所示。從圖5a 可以看出，未加固試件R0 隨著卸載位移的增加，混凝土柱的強(qiáng)度衰減越來(lái)越嚴(yán)重，表現(xiàn)在承載力退化系數(shù)隨著卸載位移的增大而減小，這表明隨著卸載位移的增加，混凝土中舊的裂縫不斷擴(kuò)張，新的裂縫不斷產(chǎn)生，混凝土損傷累積加大導(dǎo)致承載力下降更快；預(yù)應(yīng)力鋼帶加固試件R1 由于預(yù)應(yīng)力鋼帶的約束作用，限制了裂縫的開(kāi)展且促進(jìn)了裂縫的彌合，后期的承載力退化系數(shù)有所增加；復(fù)合加固試件R3 由于外包鋼對(duì)鋼帶應(yīng)力的分散作用，使得混凝土側(cè)向類(lèi)似于全截面受壓，進(jìn)一步減小了承載力的退化。從圖5b 可以看出，鋼帶間距減小，試件加載后期的承載力退化呈現(xiàn)減輕的趨勢(shì)。

圖5 承載力退化與卸載點(diǎn)位移關(guān)系Fig.5 Relationship between bearing capacity degradation and unloading point displacement

3.4 剛度退化

剛度退化可反映混凝土內(nèi)部的損傷程度及其損傷演化過(guò)程［8］。為簡(jiǎn)化計(jì)算，假定卸載點(diǎn)A與塑性應(yīng)變點(diǎn)B之間的割線(xiàn)斜率為卸載剛度：

本試驗(yàn)中每個(gè)試件的剛度退化與卸載點(diǎn)位移之間的關(guān)系曲線(xiàn)如圖6 所示。從圖6a 可以看出，復(fù)合加固試件由于外包鋼的引入增加了前期剛度，而且在整個(gè)位移加載過(guò)程中剛度退化速度較為緩慢，復(fù)合加固表現(xiàn)出良好的延性。從圖6b可以看出，鋼帶間距減小，試件的后期剛度退化速度有所放緩。鋼帶間距減小，試件的延性增大，表現(xiàn)出良好的后期性能。

圖6 剛度退化與位移關(guān)系Fig.6 Relationship between stiffness degradation and displacement

4 結(jié)論

本文進(jìn)行了預(yù)應(yīng)力鋼帶-外包鋼復(fù)合加固混凝土柱單軸循環(huán)加載試驗(yàn)，通過(guò)分析不同試件的破壞特征、荷載-位移曲線(xiàn)、殘余變形、承載力退化和剛度退化，研究復(fù)合加固在循環(huán)軸壓作用下的作用規(guī)律；同時(shí)對(duì)比研究了不同加固方式和鋼帶間距參數(shù)對(duì)加固性能的影響。試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)：

1.循環(huán)加載下的荷載位移曲線(xiàn)包絡(luò)線(xiàn)與相應(yīng)的單調(diào)軸壓下荷載-位移曲線(xiàn)基本吻合，不同加載方式對(duì)加固效果的影響很小。

2.在反復(fù)荷載作用下，從承載力提升角度講，與未加固試件相比，預(yù)應(yīng)力鋼帶加固試件提升了38%，復(fù)合加固提升了81%；從變形能力提升角度講，與未加固試件相比，預(yù)應(yīng)力鋼帶加固試件提升了59%，復(fù)合加固提升了103%；減小鋼帶間距有利于提高試件承載力和變形能力。

3.與未加固柱相比，加固柱的殘余變形明顯減?。桓淖冧搸чg距對(duì)混凝土塑性應(yīng)變的影響不大。

4.與預(yù)應(yīng)力鋼帶加固試件相比，復(fù)合加固試件加載后期的承載力退化進(jìn)一步減??；鋼帶間距減小，試件加載后期的承載力退化呈現(xiàn)減輕的趨勢(shì)。

5.復(fù)合加固試件前期剛度增加，后期剛度退化速度較為緩慢；鋼帶間距減小，試件的后期剛度退化速度放緩，表現(xiàn)出良好的延性。