王靜峰, 胡 舜, 於忠華, 王鳳芹, 朱 華

(1.合肥工業(yè)大學 土木與水利工程學院,安徽 合肥 230009; 2.安徽先進鋼結構技術與產(chǎn)業(yè)化協(xié)同創(chuàng)新中心,安徽 合肥 230009; 3.安徽寰宇建筑設計院,安徽 合肥 230041)

鋼筋混凝土柱是目前建筑工程中應用最廣泛的豎向承重構件,其質量問題是影響結構安全和健康運營的重要因素。然而,在實際工程中由于施工不當、設計不合理以及地震災害等原因,導致鋼筋混凝土柱承載力和延性不夠,為了確保結構安全性能,需要對其進行加固處理。近年來我國加固技術的研究和應用在不斷發(fā)展,目前常用的加固方法有增大截面法、外包型鋼法、置換混凝土法、粘貼鋼板法、粘貼纖維復合材料法等,這些方法各有優(yōu)勢,但也存在一些問題。文獻[1]采用增大截面法加固軸壓作用下的圓形截面短柱,然而后置混凝土中的應力滯后現(xiàn)象導致新舊混凝土共同作用效果變差,且對原結構體系擾動較大;文獻[2]采用外包型鋼法對開洞剪力墻進行加固,但是此加固方法用鋼量較大,技術、經(jīng)濟效果一般,且高溫、高濕環(huán)境下需要采取特殊防護措施;文獻[3]采用置換混凝土法來加固不符合實際承載要求的高層混凝土柱子,但實際工程存在濕作業(yè)時間長、施工復雜的缺點;文獻[4]研究了粘貼鋼板加固梁的抗彎承載力及受力機理,文獻[5-7]研究了碳纖維增強復合材料(carbon fiber reinforced plastic,CFRP)加固的混凝土梁、板的抗彎性能、剛度及受力機理,但粘貼鋼板法和粘貼纖維復合材料法都存在著粘結耐久性不足、環(huán)境溫度和濕度要求嚴苛、承載力加固效果一般等問題?，F(xiàn)有加固技術體系缺乏一種能夠顯著提升承載力、對結構體系擾動小、耐久性和耐火性優(yōu)異、施工方便的新型加固技術。

針對現(xiàn)有加固方法的不足,為了進一步改進和提升加固效果,本文提出了后置鋼管式鋼筋混凝土(post-wrapped steel tube retrofitted reinforced concrete,PSTRRC)加固技術。此加固方式具有截面面積不變、承載力大幅提高、新舊混凝土和鋼管的黏結性改善、耐久性和耐火性提高、使用壽命達標、施工方便等優(yōu)點,已應用于合肥華星印刷廠加固工程,工程實際應用驗證其具有良好的加固效果。

由于我國目前缺乏關于PSTRRC的相應規(guī)范和相關性能研究,PSTRRC的基礎性能還需要進一步的試驗探究。本文通過對PSTRRC中長柱試件進行偏壓性能試驗,深入研究了偏心率、灌漿料截面面積置換比及長細比等參數(shù)對其破壞模式、偏壓承載力、位移延性系數(shù)及強度提高系數(shù)的影響,進一步揭示了芯柱混凝土、鋼筋、灌漿料、鋼管4種材料的組合效應,以及試件在偏壓作用下的受力模式、破壞機理及加固效果。本文研究成果可為實際工程中鋼筋混凝土結構加固工程提供依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設計和制作

本試驗設計了13個縮尺比例為1∶3的PSTRRC中長柱試件,其中12個為偏壓試件,1個為軸壓對照試件,軸壓試件除了加載方式外,試件參數(shù)與偏壓標準試件完全相同。

試件采用設計強度為C20的混凝土和設計強度為C60的灌漿料,鋼筋等級為HRB400,外包鋼管由4塊普通熱軋Q345級鋼板拼焊而成。試驗的研究參數(shù)為長邊偏心率ea(0.25、0.50、0.75)、短邊偏心率eb(0.25、0.50、0.75)、灌漿料截面面積置換比k(70%、50%、40%)及長細比λ(長度L為1 200、1 800、2 400 mm)。各參數(shù)的計算公式如下:

ea=2ea0/D

(1)

eb=2eb0/B

(2)

k=Ac/A

(3)

(4)

其中:ea0、eb0分別為長邊偏心距和短邊偏心距;D為試件截面長邊邊長;B為試件截面短邊邊長，即截面高度;Ac為置換灌漿料所占截面面積;A為試件截面積;L為試件高度，即長度。

試件尺寸、研究參數(shù)及偏壓極限承載力(Nue,t)見表1所列。表1中,t為鋼管厚度。

加工制作試件時,首先根據(jù)預定配合比制備并澆筑混凝土柱,保留核心芯柱,鑿除四周混凝土直至縱筋和箍筋裸露,并進行鑿毛處理,將核心芯柱定位居中放置于底部鋼板上,點焊4塊外包鋼管;在混凝土芯柱和鋼管之間的空隙澆筑C60高強灌漿料,灑水養(yǎng)護至灌漿料到達設計強度;打磨試件頂部凸出灌漿料直至頂部光滑平整,點焊試件頂端鋼板;最后對外包鋼管進行去污除銹,涂刷油漆并劃分50 mm×50 mm的網(wǎng)格。原柱與PSTRRC柱截面如圖1所示。

表1 試件尺寸、研究參數(shù)及偏壓極限承載力

注:試件編號中“ACL”和“ECL”分別代表軸壓試件和偏壓試件;D、B、t、L的單位為mm。

圖1 原柱與PSTRRC柱截面

1.2 材料力學性能試驗

PSTRRC偏壓中長柱試件采用的芯柱混凝土強度設計等級為C20,原材料如下:32.5普通硅酸鹽水泥、細度模數(shù)為2.4的河砂、石子粒徑范圍為5～25 mm的石灰?guī)r碎石。灌漿料采用C60高性能無收縮灌漿料。外包鋼管采用Q345鋼材。

根據(jù)文獻 [8-9] 的要求,在合肥工業(yè)大學建筑材料實驗室進行了混凝土、灌漿料、鋼材的材料力學性能試驗。試驗結果如下:縱向鋼筋和箍筋的屈服強度fy=358.5 MPa,抗拉強度fu=537.5 MPa,彈性模量E=196 GPa,伸長率δ=28.6%;鋼材屈服強度fy=330.5 MPa,抗拉強度fu=478.8 MPa,彈性模量E=202 GPa,伸長率δ=16.6%,頸縮率ψ=48.4%;混凝土養(yǎng)護28 d立方體抗壓強度為22.1 MPa;灌漿料養(yǎng)護1、3、28 d的抗壓強度分別為60.1、57.5、61.3 MPa。灌漿料流動度試驗結果如下:初始流動度為316 mm(大于260 mm),且30 min靜止后流動度為290 mm(大于230 mm),符合文獻 [10] 對灌漿料流動度的規(guī)定。

1.3 加載裝置與加載制度

試驗在合肥工業(yè)大學結構實驗室進行,采用500 t萬能壓力機進行加載,試件豎直放置,上、下兩端通過焊接50 mm厚的帶刀鉸口端板來傳遞荷載,試驗過程中采用鉛垂線保持刀鉸中心線和壓力機中心線始終重合,通過調整不同試件的刀鉸口在加載端板上的位置來實現(xiàn)不同的偏心距要求。

為了精確測量試件的應變和變形情況,在試件外包鋼管表面上、下兩端近端處,上、下兩端距端部L/4處及跨中處布置應變片,同時考慮到角部應力集中,在外包鋼管的角部增加布置應變片以測量其應變。在壓力機底部臺座布置1個位移計,同時在上、下兩端距端部L/4處及跨中處布置3個位移計以測量試件的軸向變形和側向位移。現(xiàn)場試驗裝置、試件應變片和位移計具體布置如圖2所示。

試驗全過程軸向荷載與軸向位移均由500 t萬能壓力機加載系統(tǒng)自動實時采集,為了保證數(shù)據(jù)的準確性,增設了壓力傳感器和位移計測量數(shù)據(jù)進行對照校核。試件的應變均由多功能靜態(tài)應變測試系統(tǒng)JM3812(無線型)采集。試驗采用分級加載制度:實驗開始時,以1.5 kN/s的速率按荷載控制進行加載;在達到預計極限承載力的50%以前,每級荷載為100 kN,持載1 min后進行下一級加載;達到預計極限承載力的50%后,每級荷載降至50 kN;當荷載超過預計極限承載力的80%后,應變測試系統(tǒng)轉為連續(xù)采集,觀察記錄試驗現(xiàn)象,直至承載力下降到預計極限承載力的40%或試件嚴重變形、焊縫嚴重撕裂時試驗結束。其中預計極限承載力依據(jù)文獻[11]進行估算。

圖2 試驗裝置與PSTRRC試件應變片和位移計布置情形

2 試驗結果與分析

2.1 破壞模式與試驗現(xiàn)象

PSTRRC偏壓中長柱試件典型破壞形式如圖3所示。

圖3 試件典型破壞形式

從圖3可以看出,試件破壞時都出現(xiàn)了不同程度的撓曲變形,最終破壞形式主要分為3類:在偏壓側端部附近鼓曲的焊縫撕裂破壞、在偏壓側距端部L/4處鼓曲的焊縫撕裂破壞、在偏壓側跨中處鼓曲的焊縫撕裂破壞。

以試件ECL12為典型試件,介紹PSTRRC偏壓中長柱的破壞過程:在加載初期,荷載增長至0.81Nu之前(Nu為試件的實測極限承載力Nue,t,該試件Nu=1 477 kN),試件處于彈性階段，未出現(xiàn)明顯破壞現(xiàn)象;當荷載增長至0.88Nu時,偏壓側(②面)下端部附近開始出現(xiàn)輕微外鼓;當荷載增長至0.91Nu時,②面下部鼓曲加劇,鼓曲現(xiàn)象擴散到①面和③面,同時②面上部對稱處出現(xiàn)輕微鼓曲;加載至極限荷載后,試件變形加劇;荷載下降至0.83Nu時,①面、②面及③面下部鼓曲處焊縫發(fā)生撕裂;當荷載繼續(xù)下降至0.40Nu時,試件軸向位移增長速度明顯加快,荷載下降速度變緩,此時停止加載。

試件ECL21破壞現(xiàn)象為在偏壓側跨中鼓曲的焊縫撕裂破壞,將其鋼管剖開,發(fā)現(xiàn)試件偏壓側鼓曲處灌漿料被壓潰,敲掉破碎處灌漿料觀察到縱向鋼筋有明顯的壓屈變形,而箍筋無明顯變形。試件內部破壞現(xiàn)象如圖4所示。

圖4 內部灌漿料和混凝土破壞情況

由上述典型試件的試驗現(xiàn)象可知:試件在加載至極限荷載后仍然具有一定的承載能力,荷載最終下降到0.40Nu才停止加載,試件屬于延性破壞;縱筋屈曲而箍筋無明顯變形，這說明試件側向撓度不大,剛度較大;試件表面未出現(xiàn)明顯的縱向貫穿裂縫，這說明灌漿料和混凝土之間具有較好的黏結作用。

2.2 偏壓荷載-軸向應變關系曲線

偏心率(e)、灌漿料截面面積置換比(k)及長細比(λ)對試件的偏壓荷載(N)-軸向應變(ε)曲線的影響如圖5所示,其中軸向應變ε=Δ/L,Δ為試件加載點處的軸向位移。

N-ε曲線可以大致分為3個階段:在加載初期,試件的軸向應變較小且隨荷載增加呈線性緩慢上升;加載繼續(xù)進行,試件的軸向應變隨荷載持續(xù)增加呈非線性上升;試件達到極限偏壓荷載(Nu)后,試件焊縫發(fā)生撕裂導致承載力陡降,因而下降段曲線趨勢不夠平緩。

圖5 偏壓荷載(N)-軸向應變(ε)關系曲線

2.3 荷載-鋼管縱向應變曲線

試驗加載全過程中,②面受壓,④面受拉,且由于偏壓作用,②面的壓應變大于④面的拉應變。不同e、k、λ下的偏壓試件鋼管的縱向應變(ε)隨荷載(N)變化曲線如圖6所示。圖6中,正值表示拉應變,負值表示壓應變。

加載初期,鋼管縱向應變呈線性上升;隨著荷載增加,鋼管縱向應變逐漸呈非線性上升,標志著試件進入彈塑性階段;當鋼管縱向應變超過屈曲應變,曲線逐漸趨于平緩。

由圖6a、圖6b可知:在短邊偏心加載和長邊偏心加載時,e的大小對鋼管非偏壓側的縱向應變發(fā)展有影響;e較小時,非偏壓側鋼管先受壓,隨著試件彎曲撓度變形增大,壓應變轉化為拉應變;而e較大時,非偏壓側鋼管應變一直為拉應變;e越大,試件達到Nu對應的鋼管縱向應變值也越大。

由圖6c、圖6d可知,k對短邊偏心加載影響更明顯,隨著k降低,試件達到Nu對應的鋼管縱向應變值逐漸增大。

由圖6e可知,隨著λ增加,試件達到Nu對應的鋼管縱向應變值逐漸減小。

圖6 鋼管偏壓側與非偏壓側縱向應變變化曲線

2.4 荷載-鋼管環(huán)向應變曲線

由于泊松效應的影響,鋼管的環(huán)向應變與同位置處的縱向應變呈現(xiàn)相反的發(fā)展關系,當縱向應變?yōu)槔瓚?則同位置環(huán)向應變?yōu)閴簯?加載全過程中環(huán)向應變相對縱向應變增加趨勢較為緩慢,大部分試件鋼管的環(huán)向應變未達到屈服應變。鋼管偏壓側與非偏壓側環(huán)向應變(ε)隨荷載(N)變化曲線如圖7所示。

圖7 鋼管偏壓側與非偏壓側環(huán)向應變變化曲線

由圖7a、圖7b可知,隨著e增大,試件達到Nu對應的鋼管環(huán)向應變逐漸增大。由圖7c、圖7d可知,隨著k降低,試件達到Nu對應的鋼管環(huán)向應變逐漸減小。由圖7e可知,隨著λ增加,試件達到Nu對應的鋼管環(huán)向應變逐漸減小。

2.5 平截面假定驗證

典型試件ECL21和ECL44在偏心荷載分別為0.3Nu、0.6Nu、0.8Nu、0.9Nu、Nu的5個加載階段鋼管跨中截面縱向應變(ε)沿截面高度的分布情況如圖8所示。圖8中，豎直實線表示跨中截面的中和軸位置。

由圖8可知,從加載初期階段(0.3Nu)到極限荷載(Nu)前,跨中截面的縱向應變值沿高度方向基本呈線性變化,承載力計算符合平截面假定。

圖8 典型試件ECL21和ECL44跨中截面縱向應變分布曲線

2.6 位移延性系數(shù)

采用位移延性系數(shù)μ來反映PSTRRC偏壓中長柱的整體延性,定義μ為:

μ=Δu/Δy

(5)

其中:Δy為試件軸向屈服位移;Δu為試件軸向極限位移。試件屈服荷載(Py)和位移(Δy)、峰值荷載(Pmax)和位移(Δmax)、極限荷載(Pu)和位移(Δu)試驗結果及μ值見表2所列。μ越大,試件的延性越好。

由于試件的荷載(P)-位移(Δ)曲線沒有明顯的屈服點,屈服位移Δy取P-Δ骨架線彈性段延線與過峰值點的切線交點處的位移;極限位移Δu取承載力下降到峰值承載力的85%時對應的位移。

e、k、λ對μ的影響如圖9所示。

由圖9a可知,隨著e增大,μ不斷增加,試件延性逐漸提高;由圖9b可知,隨著k增大,由于C60高強灌漿料的延性低于C20混凝土,μ不斷減小,試件延性逐漸降低;由圖9c可知,隨著λ增大,μ不斷減小,試件延性逐漸降低。

表2 試件典型加載試驗結果及μ值

圖9 e、k、λ對μ的影響

2.7 強度提高系數(shù)

為了評估實際工程的加固效果,采用強度提高系數(shù)來分析不同參數(shù)下加固前、后的試件承載力提高情況,定義強度提高系數(shù)ISE為:

ISE=(Nue,t-Nue,RC)/Nue,RC

(6)

其中,Nue,RC為加固前鋼筋混凝土偏壓試件依據(jù)文獻[11]得到的計算值。

e、k、λ對強度提高系數(shù)的影響如圖10所示。

由圖10可知,強度提高系數(shù)值均大于1.0,說明PSTRRC中長柱這種新型組合構件具有良好的加固效果,顯著提高了試件承載力。由圖10a、10b可知,隨著e、k增大,試件的強度提高系數(shù)增大,加固效果更加顯著;由圖10c可知,隨著λ增大,試件的強度提高系數(shù)減小,加固效果降低。

圖10 e、k、λ對強度提高系數(shù)的影響

3 結 論

(1) PSTRRC中長柱偏壓試驗最終破壞模式主要為中部處破壞、L/4處破壞及端部處破壞3種。

(2) 通過分析PSTRRC偏壓中長柱的荷載-軸向應變關系可以得出:偏心率(e)越大,試件彈性剛度越小,極限承載力越小,下降段越平緩;灌漿料截面面積置換比(k)越大,試件彈性剛度和極限承載力越大;長細比(λ)越大,極限承載力和極限應變越小;同樣參數(shù)下,短邊偏心試件的極限承載力比長邊偏心小。

(3) 通過分析PSTRRC偏壓中長柱的荷載-鋼管應變關系可以得出,隨著λ增加,試件達到極限荷載時縱向和環(huán)向應變逐漸減小。試驗加載過程中跨中截面的應變符合平截面假定。

(4)e增大,λ、k減小,試件延性提高。

(5)e增大,試件的強度提高系數(shù)越大,加固效果越好;k增加,加固效果變得顯著,但是加固效果增量降低;λ越大,加固效果越差。