徐 聰， 陳建兵， 周 晨

(1 蘇州科技大學土木工程學院， 蘇州 215011； 2 中交一公局第二工程有限公司， 蘇州 215011)

0 引言

水泥基灌漿料是一種具有高附著力和低收縮率的粉狀材料，使用時只需按配合比加水攪拌即可滿足施工控制要求[1]。鋼絲網(wǎng)具有較高的延性，能夠有效保護核心混凝土，改善結(jié)構(gòu)受力性能。以鋼絲網(wǎng)為增強材料，以水泥基灌漿料為基而組成的水泥基灌漿料及鋼絲網(wǎng)(cement-based grouting material with steel wire mesh，CGMM)薄層加固材料具有較好的耐火性和耐久性，且與柱身混凝土高度粘結(jié)、對柱身截面尺寸增加不大、工作協(xié)調(diào)性良好。近年來，王劍鋒[2]、張可[3]等對水泥基灌漿料加固混凝土試件的受力性能進行了試驗研究，李祖輝[4]對CGMM加固梁、方柱進行了相關(guān)的靜力試驗研究，但對損傷鋼筋混凝土圓柱采用CGMM加固后的彈塑性變形能力鮮有研究。

結(jié)構(gòu)在地震作用下的彈塑性變形能力由結(jié)構(gòu)的恢復力模型體現(xiàn)，恢復力模型是進行結(jié)構(gòu)動力分析的基礎(chǔ)，是結(jié)合理論分析與試驗結(jié)果進行抽象簡化而得到的實用數(shù)學模型，主要包括骨架曲線及具有不同滯回規(guī)則的滯回曲線[5]。雖然，張艷青[6]、王慶利[7]、郭俊平[8]等對普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)、FRP約束鋼筋混凝土圓柱、預應力鋼絞線加固柱的恢復力模型進行了探討與研究，但未涉及到采用CGMM加固損傷鋼筋混凝土柱的恢復力模型計算。因此，本文基于CGMM加固損傷鋼筋混凝土圓柱的擬靜力試驗，對試件進行計算分析和數(shù)值回歸，建立符合的恢復力模型，為CGMM加固結(jié)構(gòu)的彈塑性變形能力分析提供參考依據(jù)。

圖1 試件尺寸及配筋詳圖/mm

圖2 試件加固

圖3 試驗裝置

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

根據(jù)某實際匝道的獨立橋墩尺寸，按1∶3的縮尺比例制作了3根試件，縮尺模型的柱身為直徑350mm的圓形截面，高1 400mm，其基座尺寸為1 300mm×550mm×480mm，其墩帽尺寸為450mm×450mm×400mm，用于水平作動器及豎向千斤頂?shù)募虞d。試件混凝土強度等級為C30，柱身縱筋選用8根直徑14mm的HRB335鋼筋，箍筋為直徑6mm的HPB300鋼筋，間距為80mm，墩帽及基座配筋均按構(gòu)造要求。試件構(gòu)造如圖1所示[9]。

混凝土養(yǎng)護7d后，鑿除柱身底部厚度約為25mm、高度分別為350，700mm的保護層，并露出柱身主筋和箍筋，采用CGMM材料加固，加固厚度為45mm。3根試件分別命名為：CP，CPRP1，CPRP2。CP為原試件，CPRP1為加固高度350mm的試件，CPRP2為加固高度700mm的試件，鑿除及加固情況如圖1，2所示。CGMM材料中水泥基灌漿料采用由江蘇某有限公司生產(chǎn)的型號為JNK-T101的現(xiàn)成品(不對其性能進行研究)，并按其建議的灌漿料：水=100∶15(重量)的配合比進行配置；鍍鋅焊接鋼絲網(wǎng)孔徑為15mm×15mm，單根直徑為0.8mm，材料性能參數(shù)測試結(jié)果如表1所示[9]。

材料性能參數(shù) 表1

1.2 加載方案及測點布置

試驗加載裝置如圖3所示，豎向荷載通過千斤頂加載至預定軸力500kN(軸壓比為0.3)并維持恒定；水平加載采用位移控制，加載幅值如圖4所示，在屈服前，試件的加載幅值為2mm，每級加載一次；當達到屈服位移Δy后，加載幅值為5mm，每級循環(huán)加載三次；當循環(huán)中水平荷載的峰值下降至該試件峰值荷載的85%以下時停止加載[9]。

圖4 加載幅值

試驗共布置四個位移計，如圖3所示，位移計1，2對稱布置于墩帽右側(cè)，用于測試試件頂端位移，位移計3，4布置于基座兩端，用于測試試件基座的滑移。

1.3 試驗結(jié)果

1.3.1 破壞特征

試件均經(jīng)歷了彈性段、開裂、屈服、彈塑性段及破壞下降段，最終發(fā)生彎曲破壞。各試件在屈服前，滯回曲線基本保持一致，剛度未發(fā)生明顯退化。CP在水平位移達到約4mm時，柱身底部向上40mm高度處出現(xiàn)首條水平裂縫；CPRP1在水平位移達到6mm時，在位于柱身加固區(qū)頂端向上約60mm高度的柱身未加固區(qū)處出現(xiàn)裂縫；CPRP2在水平位移達到約10mm時，柱身出現(xiàn)水平裂縫，裂縫位置分別位于加固區(qū)處距加固區(qū)底部約43cm高度，未加固區(qū)處距加固區(qū)上緣約10cm高度處[10]。

圖5 試件破壞形態(tài)

隨加載位移的增大，CP柱身底部的混凝土壓碎程度加劇并逐漸脫落，試件破壞如圖5(a)所示。CPRP1在水平位移達到約30mm時，加固區(qū)上緣出現(xiàn)豎向裂縫，當水平位移達到35mm時，加固區(qū)水泥基灌漿料發(fā)生崩裂，未加固區(qū)底端混凝土壓碎程度加劇并逐漸脫落，加固區(qū)材料出現(xiàn)大寬度豎向裂縫，試件破壞明顯，試件破壞如圖5(b)所示；試驗中，CPRP1柱身加固區(qū)與未加固區(qū)出現(xiàn)豎向裂縫可能是由于基座與加固區(qū)底部未預留縫隙，水平位移較大時，加固層直接承受軸向力而導致柱身底部會產(chǎn)生較大剪力。當水平位移達到35mm時，CPRP2柱身未加固區(qū)底端混凝土開始擠壓破壞，加固區(qū)產(chǎn)生豎向裂縫，且隨位移的增大，試件未加固區(qū)混凝土逐漸脫落，加固區(qū)水泥基灌漿料崩裂；試驗過程中，CPRP2柱身加固區(qū)產(chǎn)生豎向裂縫的原因與CPRP1相同，試件破壞如圖5(c)所示[10]。

1.3.2 滯回曲線

由試驗得到CP，CPRP1，CPRP2的滯回曲線如圖6所示。通過對比CP，CPRP1，CPRP2的滯回曲線，可以得出相似的滯回規(guī)律：1)屈服前，曲線均呈線性變化，加、卸載剛度沒有顯著退化；2)達到屈服位移后，承載力逐漸升高，滯回曲線的斜率開始減小，剛度發(fā)生退化；3)在達到峰值荷載后，柱身表面裂縫不斷開展、混凝土發(fā)生破損，導致試件工作性能的下降，承載力開始逐漸降低；4)CP，CPRP1，CPRP2的滯回曲線均存在捏縮[11]。滯回曲線捏縮是由試件剛度退化引起的，其捏縮程度主要取決于混凝土裂縫的開展寬度、累積的受壓殘余變形、縱筋的伸長應變及鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)滑移[10]。

1.3.3 骨架曲線

骨架曲線是指每次循環(huán)加載中荷載達到的最大值的連線[12]，根據(jù)圖6的滯回曲線，得到CP，CPRP1，CPRP2的骨架曲線如圖7所示。

由圖7可知，CP，CPRP1，CPRP2的骨架曲線均保持相同趨勢，由彈性段、彈塑性段及破壞下降段3部分組成，試驗得到的CP，CPRP1，CPRP2特征點參數(shù)見表2。由各特征點的對比分析可以得出，采用CGMM加固能有效提高試件的抗震承載力及延性，且隨加固高度的增加，試件的各抗震性能參數(shù)均有一定的提高。

2 CGMM加固損傷鋼筋混凝土圓柱恢復力模型

2.1 骨架曲線建議模型

骨架曲線模型一般分為兩類：一類是剛度連續(xù)變化的曲線型，具有較高的模擬精度，但由于剛度計算較為復雜，因而目前采用較少；另一類是折線型(包括雙折線、三折線等)，其在模擬精度方面不如曲線型，但折線模型便于計算且誤差在可接受范圍內(nèi)，故得到了廣泛的應用[13]。

試驗特征點參數(shù) 表2

圖6 滯回曲線

圖7 骨架曲線

本文根據(jù)試驗所得的滯回曲線規(guī)律及折線型恢復力模型，將CGMM加固試件的骨架曲線簡化為理想的三折線模型。

為增加研究成果的適用性，將本試驗所得的骨架曲線進行無量綱化[14]，縱坐標由P/Pm表示、橫坐標由Δ/Δm表示。通過表1中CPRP1，CPRP2的試驗參數(shù)及文獻[15]中的計算方法進行無量綱化，得到的無量綱化參數(shù)見表3。

試驗特征點無量綱化參數(shù) 表3

基于表3中各特征點計算得到的無量綱化參數(shù)，將無量綱化骨架曲線三折線模型繪于坐標中，如圖8所示，其中Y，M，U分別為正向加載時，無量綱化骨架曲線的屈服點、峰值點和破壞點，Y′，M′，U′分別為負向加載時，無量綱化骨架曲線的屈服點、峰值點和破壞點。各加載階段數(shù)學表達式如下：

通過公式(1)～(6)，計算得到各循環(huán)位移作用下CPRP1，CPRP2的承載力及與試驗結(jié)果的對比如圖9所示。由圖可知，在骨架曲線的理論計算誤差范圍內(nèi)，計算值與試驗值吻合較好。由此表明，本文所建立的無量綱化的三折線模型適用于CGMM加固損傷鋼筋混凝土圓柱的骨架曲線計算。

2.2 卸載剛度

圖8 無量綱化的三折線型骨架曲線

圖9 骨架曲線計算模型與試驗結(jié)果對比

圖10 CPRP1，CPRP2正、負向卸載剛度-位移關(guān)系曲線

(7)

(8)

(9)

(10)

同一位移幅值下CPRP1，CPRP2正向卸載剛度關(guān)系式的擬合曲線如圖11(a)所示，得到兩試件正向卸載剛度的關(guān)系式如下：

(11)

同理，CPRP1，CPRP2負向卸載剛度關(guān)系式的擬合曲線如圖11(b)所示，其表達式如下：

(12)

圖11 不同加固高度卸載剛度關(guān)系擬合曲線

2.3 恢復力模型滯回規(guī)則

基于試驗得到的CGMM加固損傷鋼筋混凝土圓柱的無量綱化骨架曲線模型、滯回曲線剛度退化規(guī)律、CPRP1，CPRP2間不同加固高度的剛度退化關(guān)系式及滯回規(guī)律，最終建立適用于該類加固方式的恢復力模型，其滯回規(guī)則如圖12所示，滯回規(guī)則描述如下[10]：

(2)當試件加載達到屈服荷載但未達到峰值荷載時，正向加載路線沿Y-M進行，負向加載路線沿Y′-M′進行；卸載階段由于試件剛度退化，正向卸載路線在點1處卸載后沿1-2段路徑進行，1-2段為該循環(huán)滯回環(huán)的正向卸載線；當從點2處開始負向加載時，若試件負向尚未屈服，則加載路線指向屈服點Y′，即負向加載路線為2-Y′段；若試件負向已經(jīng)達到屈服，則加載路徑指向上一級加載時的最大位移點3，此時負向加載路線為2-3段。在反向Y′-M′段卸載時，卸載路線由點3按照負向卸載剛度指向點4，3-4段即為負向卸載路線。繼續(xù)正向加載時，若所加荷載大于試件峰值荷載，則加載路徑為4-5段。

(3)當達到峰值荷載時，加載階段沿正向加載路徑沿M′-U′進行，負向加載路徑沿M′-U′進行，加載至點5再卸載時，卸載路徑為5-6段。隨后負向加載時，若負向仍未達到負向峰值荷載，則加載路線指向峰值點M′，即按照6-M′-U′段路線進行；若負向已經(jīng)達到峰值荷載，則加載路線指向上級加載的最大位移點7，沿著6-7-U′段進行。若在負向M′-U′段卸載并正向加載時，按照7-8-5-U段路線繼續(xù)進行。

圖12 恢復力模型滯回規(guī)則

2.4 滯回曲線計算與試驗結(jié)果對比

根據(jù)圖12所示的滯回規(guī)則，計算CPRP1，CPRP2的滯回曲線，并與試驗結(jié)果進行對比，對比結(jié)果如圖13所示。由圖可知，本文確定的恢復力模型計算結(jié)果與試驗的滯回曲線趨勢相同，每一位移循環(huán)下，各試件的承載能力及剛度基本保持一致；當水平位移在50～60mm時，計算曲線退化剛度及承載能力基本與試驗滯回曲線保持一致，但由于試件在最后加載階段，鋼筋的滑移及混凝土破壞等復雜因素的影響，試驗曲線趨勢與計算值存在一定的誤差，總體來說，計算值與試驗結(jié)果相對吻合，驗證了此恢復力模型的有效性，為CGMM加固損傷鋼筋混凝土圓柱在地震作用下的彈塑性變形分析奠定了基礎(chǔ)。

圖13 恢復力模型與試驗的滯回曲線對比

3 結(jié)論

(1)在擬靜力作用下，CP，CPRP1，CPRP2均經(jīng)歷了彈性、彈塑性、破壞階段，且隨CGMM加固高度的增加，試件的抗震承載力、延性逐漸提高。

(2)在屈服階段，各試件的剛度退化無明顯變化，試件屈服后，剛度隨位移的增加逐漸減小，剛度退化愈加明顯。

(3)基于試驗數(shù)據(jù)及理論分析，計算無量綱化的三折線骨架曲線模型，擬合各循環(huán)階段的剛度退化方程，并建立CPRP1與CPRP2之間的剛度退化關(guān)系式。

(4)結(jié)合無量綱化骨架曲線、滯回規(guī)律及各階段剛度退化關(guān)系式，建立了適用于CGMM加固損傷鋼筋混凝土圓柱的恢復力模型，且計算滯回曲線與試驗滯回曲線吻合較好，驗證了研究結(jié)果的正確性與合理性。