馬 高，曹瓊方，曾 敏

(1.湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082；2.湖南大學 工程結構損傷診斷湖南省重點實驗室，湖南 長沙 410082；3.長沙市裝配式建筑產(chǎn)業(yè)鏈推進辦公室，湖南 長沙 410005)

目前，RC柱加固的主要方法有增大截面法、粘貼鋼板法、FRP加固法等。這些方法在工程中已有廣泛應用，但存在如下缺點：增大截面法通過增大構件截面面積來提高結構承載力，工藝簡單，但現(xiàn)場濕作業(yè)大且增加結構自重，對生產(chǎn)、生活和結構的外觀、凈空影響較大；粘貼鋼板法對使用空間影響小，但鋼板粘接材料對使用環(huán)境有限制，鋼板易遭受環(huán)境腐蝕和存在抗火的問題；FRP加固法施工便捷，具有良好的耐腐蝕性能，但所用樹脂基體的耐火性與耐高溫性能不足。鑒于上述加固方法存在的問題，本文提出了采用裝配式方法進行加固的新理念[1]，尋求一種快捷有效加固鋼筋混凝土結構的方式，對擴展結構的加固技術具有重要意義。

內(nèi)置鋼板預制殼(Steel Plate Prefabricated Shell， SPPS)加固方法是筆者課題組結合增大截面法和鋼板加固技術優(yōu)勢的基礎上提出的新型加固技術[2-6]。該技術施工時先安裝預制殼(由鋼骨架和高強無收縮灌漿料組成)，現(xiàn)場焊接后再支模澆筑高強無收縮灌漿料，其優(yōu)勢在于施工快捷，加固層較薄，對原有空間影響較小。高強灌漿料可作為預制殼內(nèi)鋼骨架的保護層，提高其抗腐蝕和抗火災能力。灌漿料與混凝土同為水泥基材料，且具有微膨脹、無收縮的特點，使得二者間有較高的相容性和工作協(xié)調(diào)性，從而保證預制殼與原柱混凝土之間粘結緊密。為研究該方法對加固既有舊建筑物和新建筑物的不同效果，本文按照新舊規(guī)范設計了2種配箍率柱和素混凝土柱，采用SPPS加固后進行軸壓試驗，探討柱配箍率、鋼板箍配鋼率對加固柱軸壓性能的影響規(guī)律，并提出SPPS加固柱的軸壓承載力計算方法。

1 試驗概況

1.1 試驗設計

本試驗共設計6根混凝土方柱，尺寸為250 mm×250 mm×625 mm，其中素混凝土柱2根，RC柱4根，其配筋信息見圖1。根據(jù)柱內(nèi)部配箍率不同，分為H1和H2兩組，體積配箍率分別為0.49%和0.98%。采用預制殼對其進行加固，見圖2，加固后截面試件尺寸為330 mm×330 mm。殼體可提前預制，加固時，預制殼與混凝土柱之間預留縫隙，在2預制殼之間預留的鋼板處進行疊合搭接并焊接，隨后在預留縫隙內(nèi)灌入高強無收縮灌漿料，使兩者之間粘結牢靠，形成受力整體。

(a)柱縱剖面

(a) 加固柱縱剖面

1.2 預制殼制作與試件加固

鋼骨架根據(jù)橫向鋼板箍配鋼率不同分為S1和S2兩種。預制殼為槽型狀，壁厚30 mm，高度605 mm，由鋼骨架和高強無收縮灌漿料組成，鋼骨架厚度為6 mm，見圖3(a)。預制殼的制作工序如下：拼裝鋼模[鋼模由外立模、內(nèi)立模、側模、底模和對拉螺桿等組成，見圖3(b)]，將鋼骨架放入模具中；將拌合的灌漿料澆入鋼模內(nèi)成型；在室溫下靜置24 h后養(yǎng)護28 d。圖3(c)為澆筑好的預制外殼，表面光滑平整。實際應用時該預制殼可以在工廠進行制作，再運到施工現(xiàn)場拼裝加固，能提高加固效率，縮短施工周期，具有良好的工程應用前景。

采用內(nèi)置鋼板預制殼(Steel Plate Prefabricated Shell， SPPS)對RC柱進行加固。加固施工順序為：構件表面處理(混凝土柱表面和預制殼內(nèi)側鑿毛)，安裝2側預制殼并焊接預留鋼板，支模澆筑高強無收縮灌漿料，經(jīng)養(yǎng)護后拆模。預制殼與混凝土柱之間預留縫隙各邊為10 mm，預留鋼板搭接長度為40 mm。圖3(d)為采用SPPS加固后的混凝土柱模樣。

(a)鋼骨架

1.3 材料性能與加載測量裝置

試驗中混凝土的水、水泥、細砂和粗骨料的質(zhì)量配合比為0.53∶1∶1.45∶2.25，28 d測得標準圓柱體抗壓強度fco=27.8 MPa。試件的縱筋和箍筋分別選用HRB400和HPB300級鋼筋，縱筋配筋率為1.45%，其屈服強度和極限強度分別為417 MPa和606 MPa。箍筋的屈服強度和極限強度分別為321 MPa和457 MPa，Q235鋼板的屈服強度和極限強度分別為330 MPa和465 MPa。預制殼和現(xiàn)澆縫隙處均采用高強無收縮灌漿料，實測同條件養(yǎng)護下的標準試件(40 mm×40 mm×160 mm)28 d抗壓強度為51.4 MPa。所有試件采用SPPS加固后加載至破壞，加載采用10 000 kN電液伺服剛性試驗機，采用位移控制對試件進行單調(diào)加載。在試件4個側面安裝位移計量測試件軸向位移，并在箍筋、縱筋和橫向鋼板箍上布置應變片測量應變，加載裝置見圖4。

圖4 試驗加載裝置

2 試驗結果與分析

2.1 破壞過程與失效模式

所有加固柱的破壞過程相似，典型破壞形態(tài)見圖5。加載初期，試件無明顯開裂。達到峰值荷載后，預制殼四周角部出現(xiàn)裂縫，隨后表面出現(xiàn)多條微小縱向裂縫，試件的軸向和橫向變形增大，承載力逐漸下降。此后，縱向裂縫逐漸增多并延伸擴展。當承載力下降一定值后，核心混凝土受到的壓力通過灌漿料沿界面方向傳遞給加固層，使得加固層的灌漿料和鋼骨架共同承擔荷載，承載力再次上升。此時，預制殼四周角部裂縫明顯，并出現(xiàn)部分剝離。隨后，預制殼內(nèi)置鋼板的外側灌漿料出現(xiàn)片狀開裂和剝落，鋼骨架露出，部分縱向短筋屈曲，加固層的承載能力和對內(nèi)部混凝土的約束能力下降，出現(xiàn)第2個承載力下降段。之后，縱向短筋不斷壓屈，橫向短筋向外鼓出，上下鋼板箍間的灌漿料不斷壓碎剝落，鋼板箍進入強化階段，提供的側向約束力增加，試件承載力再次上升。當試件中部或其附近的角部鋼板箍發(fā)生斷裂時，試驗停止，鋼板斷裂截面見圖5(b)。試件破壞后整體變形嚴重，橫截面向外鼓出并趨于圓形，高強灌漿料壓碎，原柱保護層剝落嚴重，露出箍筋和屈曲縱筋。為安全起見，大部分試件在鋼板外側灌漿料剝落階段時已停止加載，故試件破壞后整體性較好，側向變形較小。

從圖5各破壞試件的對比中可以看出，橫向鋼板箍間距對破壞模式?jīng)]有顯著影響。PSH1S1加載至鋼板箍外側灌漿料幾乎完全剝落，露出鋼骨架，部分縱向短筋屈曲。PSH1S2加載至鋼板拉斷，縱向短筋嚴重屈曲，鋼板箍內(nèi)側灌漿料和混凝土保護層壓碎剝落，整體變形大。PSH2S2加載至鋼板箍外側灌漿料剝落階段，此時加固柱較完整。

(a)PSH1S1

2.2 荷載-位移曲線與承載力分析

圖6為加固柱的軸向荷載-位移曲線。圖中RCH1和RCH2分別表示不同配箍率的RC柱，在達到峰值荷載后，荷載下降20%左右的荷載-位移曲線。加固柱的軸壓曲線可分為5個階段：① 上升段，達到峰值荷載前，荷載-位移基本保持線性；② 下降段I，預制殼表面和混凝土柱內(nèi)部產(chǎn)生裂縫并擴展，承載力下降。對于加固素混凝土柱，承載力下降至峰值荷載的50%左右，隨著箍筋配箍率的增加，承載力下降幅度明顯減小；③ 恢復段I，核心混凝土受到的壓力通過灌漿料沿界面方向傳遞給加固層，導致承載力小幅提高；④ 下降段II，當加固柱軸向位移接近20 mm左右時，加固層開始接觸到加載面，加速了裂縫的發(fā)展和預制殼表面的剝落，加固層的承載和約束能力下降；⑤ 恢復段II，由于鋼板箍的應變硬化性能，對內(nèi)部混凝土提供的側向約束力增加，承載力再次提高直至鋼板箍斷裂。

圖6 荷載-位移曲線

為研究箍筋配箍率對加固柱的影響規(guī)律，對比了圖6中的PSH0S1、PSH1S1和PSH2S1的荷載-位移曲線，結果表明：隨著配箍率的增加，峰值承載力得到提高，同時下降段I的承載力退化幅度減小。當鋼板箍配鋼率相同時，配箍率對加固柱峰值承載力的影響很小，但提高配箍率能減緩下降段I的承載力退化。當配箍率相同時，提高預制殼配鋼率可以有效提高峰值承載力。表1比較了加固柱的峰值承載力Ntu。隨著鋼板箍配鋼率的增加，H0，H1、H2系列柱的承載力提高幅度分別從30.2%、24.6%和20.8%提高到了43.0%、40.4%和34.3%。隨著RC柱配箍率的增加，S1和S2系列柱的承載力提高幅度從24.6%和40.4%下降到20.8%和34.3%，且相比素混凝土柱，加固柱H0S1和H0S2的峰值承載力提高了30.2%和43.0%，加固效果更為顯著。試驗結果表明，SPPS加固能有效提高混凝土柱的峰值承載力。隨著鋼板箍配鋼率的增加，加固效果顯著提高，且SPPS加固對素混凝土柱和低配箍率的RC柱更有效，更適用于既有舊建筑的加固改造。

表1 試件參數(shù)與主要試驗結果Table 1 Specimen details and main test results試件編號配箍率/%鋼板箍配鋼率/%hg×sg/mm承載力試驗值Ntu/kN承載力提高幅度/%承載力計算值Ncu/kNNcu/NtuPSH0S1—2.760×1802 26130.22 0740.92 PSH0S2—3.660×1352 48543.02 2240.89 PSH1S10.492.760×1802 54624.62 4620.97 PSH1S20.493.660×1352 86940.42 6120.91 PSH2S10.982.760×1802 61320.82 5700.98 PSH2S20.983.660×1352 90734.3 2 7190.94 注:PS表示內(nèi)置鋼板預制殼加固柱;H1、H2分別代表體積配箍率為0.49%和0.98%;S1、S2分別代表鋼板箍配鋼率為2.7%和3.6%;hg和sg分別為鋼板箍的寬度和豎向中心間距。承載力提高幅度為加固柱峰值承載力與其對應配箍的未加固柱峰值承載力相比。

3 加固柱軸壓承載力計算

3.1 側向約束機理

SPPS采用鋼板、灌漿料作為加固層，為原柱混凝土提供有效約束，提高了加固柱的承載能力。根據(jù)已有研究[7]可知，在側向約束作用下，混凝土抗壓強度隨約束鋼筋體積配筋率的增大而增大。因此，提高鋼板箍的體積配鋼率可以有效提高加固構件的承載力。考慮到鋼板箍約束作用的不均勻性，截面可分為有效約束區(qū)和非有效約束區(qū)，并且約束作用在相鄰鋼板箍中部的混凝土截面最弱。鋼板箍約束方柱的貢獻可類比箍筋約束混凝土平面內(nèi)與箍筋之間存在拱作用模式[8]，約束應力以拱的形式作用在有效約束區(qū)混凝土上，拱作用形狀為初始角度45°的二次拋物線[9-10]，見圖7。

(a)

令鋼板箍中心線內(nèi)側截面面積為Ae=bh-(4r2-πr2)，非有效約束區(qū)面積Ar和有效約束區(qū)面積Aq為

(1)

(2)

式中：b，h為鋼板箍沿x和y方向中心線間距;r為鋼板箍內(nèi)側轉角半徑。

核心區(qū)混凝土在軸壓力作用下產(chǎn)生橫向膨脹變形，這是由于鋼板箍直線段抗彎剛度較小，而轉角部位剛度較大，混凝土截面的側向應力沿邊長變化，越靠近角部約束作用越大。根據(jù)力的平衡條件，求得鋼板箍有效側向約束應力fl為:

(3)

(4)

鋼板箍約束混凝土的抗壓強度可以寫為：

fcc=fco+5.1fl

(5)

式中：fco為非約束混凝土的軸心抗壓強度；fcc為鋼板箍約束混凝土的軸心抗壓強度。

3.2 軸壓承載力計算

(6)

未約束混凝土承擔的荷載為Nco=fcoAc，Ac為混凝土柱凈截面面積，縱筋承擔的荷載Ns=fysAs，As為RC柱縱筋截面面積，fys為縱筋屈服強度。

(7)

式中：flh為箍筋有效側向約束應力；Ah為箍筋有效約束區(qū)面積?？蓞⒖糓ander等[8]針對箍筋約束混凝土柱提出的計算模型。

(8)

根據(jù)上述公式對加固柱進行計算(見表1)，計算值與試驗值吻合良好，且計算結果偏于安全。

4 加固工程實例分析

長沙一棟待加固6層鋼筋混凝土框架結構房屋，架空層③軸框架柱原混凝土設計強度為C30，而實際檢測時的強度僅為C20，采用本文提出的內(nèi)置鋼板預制殼加固方法進行加固方案設計。擬加固柱高2.0 m，截面尺寸為400 mm×400 mm，四周均勻布置8根直徑20 mm的HRB400縱筋，箍筋采用直徑8 mm，間距200 mm的HPB300光圓鋼筋，混凝土保護層厚度為30 mm。

經(jīng)計算，設計柱軸壓承載力設計值為2 840 kN，以C20混凝土強度計算得到的承載力為2 174 kN，因此，加固提高的承載力需大于666 kN。預制殼設計時，其厚度、灌漿料層縫隙寬度、鋼板厚度、寬度和材性均采用本文試驗數(shù)據(jù)，僅對鋼板箍的凈間距進行設計，使加固方案更可靠。根據(jù)式(3)、 式(4)和式(8)計算得到凈間距為100 mm時，鋼板箍約束混凝土強度提高貢獻為682 kN，滿足加固要求，此時加固柱承載力比原柱提高31%。實際應用時，可根據(jù)工程具體情況，通過改變鋼板箍間距、厚度對預制殼進行設計，使加固方案更加合理。

5 結論

a.內(nèi)置鋼板預制殼加固可以有效改善混凝土柱的軸壓力學性能，峰值承載力提高了20.8%～43.0%，加固效果隨鋼板箍配鋼率增大和箍筋配箍率減小而提高。

b.持續(xù)加載至下降段Ⅱ時，加固試件的變形仍不明顯，整體性較好；當加載至鋼板箍斷裂時，試件整體變形嚴重，橫截面向外鼓出并趨向于圓形，高強灌漿料壓潰，原柱保護層剝落嚴重，露出屈曲縱筋和箍筋。

c.提出了考慮箍筋和鋼板箍共同約束的軸壓承載力計算模型，計算值與試驗值吻合良好，且計算結果偏于安全。