王新玲， 趙要康， 王利超， 羅鵬程， 范家俊

（鄭州大學(xué) 土木工程學(xué)院，河南 鄭州 450001）

鋼筋混凝土（RC）柱是豎向受壓結(jié)構(gòu)的重要組成部分，然而，由于受長期服役產(chǎn)生損傷、結(jié)構(gòu)功能變化、設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)和安全儲備性能提高等因素的影響，需對既有RC柱進(jìn)行增強(qiáng)加固.近年來，纖維水泥基復(fù)合材料（ECC）因其優(yōu)良的變形性能、抗裂性能及耐久性等［1-2］已被逐漸應(yīng)用于RC柱的增強(qiáng)加固［3］.但單一ECC材料仍存在抗拉強(qiáng)度偏低的不足，國內(nèi)外學(xué)者通過增強(qiáng)材料（纖維增強(qiáng)復(fù)合材料FRP、鋼筋網(wǎng)等）來提高其工作性能，并應(yīng)用于RC柱的增強(qiáng)加固以提升其整體性能.Al-Gemeel等［4］將玄武巖纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（BFRP）增強(qiáng)ECC用于約束混凝土柱，有效提高了其承載能力及延性.袁超［5］對鋼筋網(wǎng)增強(qiáng)ECC加固RC柱進(jìn)行了偏心受壓試驗(yàn)，提出了鋼筋網(wǎng)增強(qiáng)ECC加固RC偏壓柱承載力的計(jì)算方法.此外，高強(qiáng)鋼絞線與FRP相比具有更優(yōu)的經(jīng)濟(jì)性，與普通鋼筋相比具有更高的強(qiáng)度，因此，部分學(xué)者將鋼絞線與聚合物砂漿組合應(yīng)用于增強(qiáng)加固RC構(gòu)件.Zhao［6］將鋼絲網(wǎng)增強(qiáng)改性高強(qiáng)砂漿用于混凝土柱的加固，有效提高了其承載能力、變形能力和耗能能力.孫延華等［7］對鋼筋/鋼絲網(wǎng)砂漿加固RC梁進(jìn)行了抗剪試驗(yàn)研究，給出了加固梁抗剪承載力和斜裂縫寬度的計(jì)算公式.

綜上所述，研究團(tuán)隊(duì)結(jié)合ECC和高強(qiáng)鋼絞線的優(yōu)點(diǎn)，提出了一種能充分發(fā)揮兩者優(yōu)勢的新型復(fù)合材料：高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)/ECC（HSME）.材料研究表明其具有優(yōu)異的力學(xué)性能［8-11］，高強(qiáng)鋼絞線與ECC可很好地協(xié)同工作，具有更高的抗拉強(qiáng)度、變形能力及裂縫分散控制能力.為將該材料應(yīng)用于既有混凝土結(jié)構(gòu)工程加固中，有效提升加固結(jié)構(gòu)的整體性能，并解決RC小偏心受壓柱脆性破壞及耐久性不足等問題，本文提出將高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)/ECC用于加固RC小偏心受壓柱，并通過試驗(yàn)研究其受壓性能.

1 試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)共制作了5根RC柱，其尺寸和截面配筋如圖1所示，其中混凝土強(qiáng)度等級為C40，縱筋和箍筋強(qiáng)度等級均為HRB400.試件參數(shù)見表1.因加固后柱截面尺寸大于未加固柱，初始偏心距采用相對初始偏心距e0/h（e0為軸向力作用點(diǎn)對截面重心的偏心距；h為加固后柱截面高度）.表1中：d為鋼絞線公稱直徑；s為橫向鋼絞線間距；n為受拉（壓）側(cè)縱向鋼絞線根數(shù)；ρw為縱向鋼絞線配筋率.

圖1 RC柱尺寸和截面配筋示意圖Fig.1 Geometries and reinforcement details of RC columns（size： mm）

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

1.2 加固方案設(shè)計(jì)

參考GB 50367—2013《混凝土結(jié)構(gòu)加固設(shè)計(jì)規(guī)范》，RC柱采用四面圍套的外加層構(gòu)造方式（見圖2），外側(cè)布置高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)，橫向鋼絞線在縱向鋼絞線內(nèi)側(cè).其中，橫向鋼絞線纏繞RC柱一周并在兩端采用鋁環(huán)連接，即將鋼絞線兩端伸入到鋁環(huán)的2個(gè)孔內(nèi)進(jìn)行搭接，形成對混凝土的橫向有效約束作用.受拉（壓）側(cè)縱向鋼絞線在柱兩端彎折90°至柱頂和柱底進(jìn)行錨固，對于實(shí)際既有結(jié)構(gòu)中的框架柱可以采用植筋法［12］進(jìn)行錨固.

圖2 加固RC柱示意圖Fig.2 Reinforcement diagram of RC column（size： mm）

加固施工工藝參考JGJ 337—2015《鋼絞線網(wǎng)片聚合物砂漿加固技術(shù)規(guī)程》，首先對RC柱表面進(jìn)行鑿毛處理，將4條側(cè)棱打磨成半徑15 mm的圓弧，對受拉（壓）側(cè)進(jìn)行刻槽處理；然后進(jìn)行高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)綁扎，張拉預(yù)緊后進(jìn)行錨固；接著清洗表面并噴灑界面劑；最后采用分層的方式進(jìn)行ECC澆筑并養(yǎng)護(hù).ECC加固柱除未在RC柱外側(cè)布置高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)外，其加固方式與HSME加固RC柱一致.

1.3 材料性能試驗(yàn)

澆筑RC柱的同時(shí)制備邊長150 mm的混凝土立方體試塊，實(shí)測其抗壓強(qiáng)度均值為45.9 MPa.試驗(yàn)所用縱筋和箍筋屈服強(qiáng)度分別為448、467 MPa，極限抗拉強(qiáng)度分別為654、678 MPa.鋼絞線實(shí)測截面面積為2.83 mm2，抗拉強(qiáng)度為1 546.5 MPa，彈性模量為128 GPa，極限拉應(yīng)變?yōu)?.9%.ECC中聚乙烯醇（PVA）纖維體積分?jǐn)?shù)為2%，其余配合比（以水泥質(zhì)量計(jì)）見表2，所用細(xì)砂粒徑不大于74 μm，PVA纖維性能見表3.ECC力學(xué)性能見表4.

表 2 ECC配合比Table 2 Mix proportion of ECC

表 3 PVA纖維性能Table 3 Properties of PVA fibers

表 4 ECC力學(xué)性能Table 4 Mechanical properties of ECC

1.4 試驗(yàn)加載和量測方案

本試驗(yàn)采用荷載分級控制在5 000 kN壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行加載，如圖3所示.正式加載前，先對試件進(jìn)行預(yù)加載，以確保試驗(yàn)裝置處于正常工作狀態(tài)，然后進(jìn)行正式加載.達(dá)到極限荷載后，持續(xù)加載直至破壞或承載力降至峰值荷載的70%.

圖3 試驗(yàn)加載裝置示意圖Fig.3 Schematic of test setup

試驗(yàn)中通過力傳感器對荷載進(jìn)行監(jiān)控，采樣頻率為2次/s.在試件彎曲平面內(nèi)沿高度方向在頂部、中部、底部布置位移計(jì)（LVDT）來測量其側(cè)向撓度，在試件受拉（壓）側(cè)中部沿縱向粘貼應(yīng)變片來測量ECC（混凝土）拉壓應(yīng)變，在試件跨中側(cè)面等間距粘貼5個(gè)應(yīng)變片來測量其跨中截面應(yīng)變，在縱筋中部延縱向粘貼應(yīng)變片來測量其拉壓應(yīng)變.

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 未加固RC柱

加載前期，未加固RC柱試件RC-C表面基本無變化.加載至峰值荷載的90%左右時(shí)，在受壓側(cè)出現(xiàn)豎向裂縫，并伴隨明顯混凝土碎裂聲，距RC柱底部約30 cm處出現(xiàn)裂縫，并隨即向支座方向斜向開展.當(dāng)荷載達(dá)到峰值荷載時(shí)，RC柱根部受壓側(cè)混凝土壓碎，部分縱筋受壓屈曲，承載力急劇下降，破壞無明顯征兆，為典型的小偏心受壓脆性破壞（見圖4）.

圖4 未加固RC柱的破壞形態(tài)Fig.4 Failure pattern of RC-C

2.2 ECC加固RC柱

當(dāng)加載至峰值荷載的25%左右時(shí)，ECC加固RC柱試件ECC-RC受拉側(cè)出現(xiàn)細(xì)微水平裂縫，寬度為0.01 mm.繼續(xù)加載，受拉側(cè)出現(xiàn)新裂縫且原有裂縫不斷發(fā)展.當(dāng)加載至峰值荷載的80%左右時(shí)，受壓側(cè)頂部出現(xiàn)豎向裂縫，伴隨ECC中纖維拉拔斷裂的“咝咝”聲.達(dá)到峰值荷載時(shí)，受壓側(cè)最大裂縫寬度為0.25 mm.隨后荷載緩慢下降，裂縫明顯變寬，當(dāng)降至峰值荷載的80%左右時(shí)，受壓側(cè)頂部ECC被壓碎，此時(shí)試件ECC-RC的跨中側(cè)向撓度為5.09 mm.而未加固RC柱在混凝土壓碎時(shí)的跨中側(cè)向撓度為3.16 mm.這說明ECC加固RC柱呈現(xiàn)出較為明顯的撓曲變形，表現(xiàn)出一定的延性破壞特點(diǎn)，且受壓區(qū)ECC損傷破壞面積明顯大于受拉區(qū)（見圖5）.

圖5 ECC加固RC柱的破壞形態(tài)Fig.5 Failure pattern of ECC-RC

2.3 HSME加固RC柱

在小偏心荷載作用下，3組HSME加固RC柱的破壞形態(tài)類似，因此僅列舉試件HSME-RC1的破壞形態(tài)，如圖6所示.當(dāng)荷載達(dá)到峰值荷載的25%左右時(shí)，試件HSME-RC1受拉側(cè)中部出現(xiàn)數(shù)條水平細(xì)微裂縫，寬度為0.01 mm.繼續(xù)加載，裂縫數(shù)量增多，寬度基本無變化.當(dāng)加載至峰值荷載的80%左右時(shí)，受壓側(cè)開始出現(xiàn)豎向裂縫，此時(shí)受拉側(cè)最大裂縫寬度增大至0.07 mm.繼續(xù)加載，受壓側(cè)裂縫不斷出現(xiàn)，裂縫寬度增加緩慢，表面裂縫分布具有明顯密而細(xì)的特點(diǎn).當(dāng)荷載達(dá)到峰值荷載時(shí)，受壓側(cè)最大裂縫寬度為0.20 mm，滿足GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中對混凝土結(jié)構(gòu)正常使用極限狀態(tài)下裂縫寬度的要求.此時(shí)，伴隨有ECC內(nèi)纖維拉拔斷裂的“咝咝”聲.之后，隨著荷載的緩慢下降，試件變形明顯增大，裂縫明顯變寬.當(dāng)荷載降至峰值荷載的75%左右時(shí)，受壓側(cè)底部ECC被壓碎，且可聽到鋼絞線的拉斷聲，破壞過程發(fā)展緩慢.HSME加固RC柱在ECC壓碎時(shí)的跨中側(cè)向撓度為6.93～7.69 mm，而ECC加固RC柱在ECC壓碎時(shí)的跨中側(cè)向撓度為5.09 mm，較ECC加固RC柱有更大的撓曲變形，表現(xiàn)出更為明顯的延性破壞特點(diǎn)，且受壓區(qū)壓碎面積明顯大于受拉區(qū).

圖6 試件HSME-RC1的破壞形態(tài)Fig.6 Failure pattern of specimen HSME-RC1

2.4 HSME加固RC柱受力機(jī)理和破壞模式分析

各加固RC柱的裂縫分布如圖7所示.由圖7可見：在小偏心荷載作用下，HSME加固RC柱受拉區(qū)面積較小，受拉側(cè)HSME加固層承擔(dān)了較多的拉力，出現(xiàn)細(xì)微裂縫，但ECC中短纖維尚未被拉斷，依然可以承擔(dān)拉力，達(dá)到峰值荷載時(shí)最大裂縫寬度僅為0.07 mm；HSME加固層內(nèi)的高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)與ECC協(xié)同工作，可更好地限制裂縫的開展，因此HSME加固RC柱受拉側(cè)的裂縫數(shù)量和長度明顯小于ECC加固RC柱；HSME加固RC柱受壓側(cè)壓應(yīng)變和壓應(yīng)力較大，由HSME加固層與RC柱共同承擔(dān)，達(dá)到峰值荷載時(shí)，受壓側(cè)加固層出現(xiàn)豎向裂縫、并被壓碎.從HSME加固RC柱整體受力角度分析，隨著核心混凝土橫向膨脹變形的增大，HSME加固層對核心混凝土產(chǎn)生套箍效應(yīng)，為受壓區(qū)混凝土提供了有效的側(cè)向約束，既延緩了受壓側(cè)加固層和核心混凝土接觸面剝離的產(chǎn)生，又起到了明顯提高其承載力的作用.

圖7 各加固RC柱的裂縫分布Fig.7 Crack distribution of strengthened RC columns

對比圖7（a）、（b）、（c）可知，當(dāng)相對初始偏心距相同時(shí)，HSME加固RC柱的表面裂縫分布較ECC加固RC柱更加均勻、細(xì)密，說明高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)能有效改善裂縫分布形態(tài)，HSME加固RC柱整體性能更好.對比圖7（b）、（c）可知，縱向鋼絞線配筋率的改變對試件受拉側(cè)表面裂縫分布影響較大，縱向鋼絞線配筋率越大，試件受拉側(cè)表面裂縫分布越均勻、間距越小，對受壓側(cè)影響越小.對比圖7（b）、（d）可知，相對初始偏心距越大，試件受拉側(cè)表面裂縫越多、寬度越大.ECC加固RC柱的破壞模式為受壓側(cè)混凝土和ECC被壓碎，損傷較重，而3根HSME加固RC柱的破壞模式均為受壓側(cè)出現(xiàn)豎向主裂縫、ECC和混凝土被壓碎，損傷較輕，說明HSME加固RC柱的整體性能更好.

3 結(jié)果與分析

將所有試件均加載至極限破壞狀態(tài)，得到的主要試驗(yàn)結(jié)果見表5.表5中：Ncr為開裂荷載；Np為峰值荷載；ncr、np分別為加固RC柱開裂荷載、峰值荷載相對于未加固RC柱開裂荷載、峰值荷載的增加率；Δy為屈服撓度，取荷載-跨中側(cè)向撓度曲線上屈服點(diǎn)所對應(yīng)的撓度，屈服點(diǎn)采用文獻(xiàn)［13］中最遠(yuǎn)點(diǎn)法確定；Δu為極限撓度，取荷載降至峰值荷載的75%時(shí)所對應(yīng)的跨中側(cè)向撓度；μ為延性系數(shù)；β為加固RC柱延性系數(shù)相對于未加固RC柱延性系數(shù)的增加率.

表5 主要試驗(yàn)結(jié)果Table 5 Main test results

3.1 開裂荷載

由表5可知：ECC加固RC柱的開裂荷載較未加固RC柱提高了86.7%，證明了ECC優(yōu)異的抗拉性能；HSME加 固RC柱 試 件HSME-RC1和HSME-RC2的開裂荷載較未加固RC柱分別提高了100.0%、113.3%，較ECC加固RC柱分別提高了7.1%、14.3%.這主要是因?yàn)镠SME內(nèi)布置有高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)，其開裂應(yīng)變和開裂應(yīng)力明顯優(yōu)于ECC［10］，進(jìn)一步說明HSME加固層能更有效地抑制裂縫的產(chǎn)生.但由于試件發(fā)生開裂時(shí)豎向和橫向變形均較小，鋼絞線應(yīng)變較小，因此HSME加固RC柱開裂荷載較ECC加固RC柱開裂荷載的提升幅度有限.

3.2 峰值荷載

由 表5還 可 知，HSME加 固RC柱 試 件HSME-RC1和HSME-RC2的峰值荷載較未加固RC柱分別提高了99.8%、108.0%，較ECC加固RC柱分別提高了37.6%、43.3%.基于試驗(yàn)分析可知，當(dāng)加固RC柱達(dá)到峰值荷載時(shí)，核心混凝土發(fā)生了較大橫向膨脹變形，HSME加固層內(nèi)布置的橫向鋼絞線可為核心混凝土提供更有效的約束，起到明顯提高試件承載力的作用.而僅ECC加固時(shí)約束作用較小，因此ECC加固RC柱的峰值荷載低于HSME加固RC柱.對比試件HSME-RC1和HSME-RC2可知，縱向鋼絞線配筋率的變化對試件峰值荷載影響較小，分析其原因：本試驗(yàn)中試件偏心距較小，受拉側(cè)鋼絞線所受拉應(yīng)力較小，此外縱向鋼絞線面積變化較?。扛鶅H為2.83 mm2，2根僅5.66 mm2），因此其對峰值荷載的影響不大.對比試件HSME-RC1和HSME-RC3可知，相對初始偏心距越大，試件峰值荷載越小.

3.3 荷載-應(yīng)變曲線

各試件荷載-ECC（混凝土）應(yīng)變曲線如圖8（a）所示.由圖8（a）可見：在加載初期，各試件ECC（混凝土）應(yīng)變較小，隨荷載增大而大致呈線性增長；當(dāng)荷載接近峰值荷載時(shí)，曲線逐漸趨于平緩，應(yīng)變開始快速增加；相同荷載下，HSME加固RC柱的ECC應(yīng)變明顯低于ECC加固RC柱，說明HSME加固層能有效延緩試件開裂和ECC（混凝土）的損傷.

圖8（b）繪出了各試件荷載-鋼筋應(yīng)變曲線.由圖8（b）可見：對于離軸壓力較近的受壓側(cè)縱筋，在達(dá)到屈服之前，其應(yīng)變基本保持線性增長，在屈服之后，荷載增長緩慢，其應(yīng)變進(jìn)入屈服臺階、迅速增長；而另一側(cè)縱筋均未達(dá)到受拉（受壓）屈服；相對初始偏心距較小的試件HSME-RC1和HSME-RC2，離軸壓力較遠(yuǎn)一側(cè)的縱筋亦處于受壓狀態(tài)（未加固RC柱處于受拉狀態(tài)），這說明HSME加固后試件截面面積增大，該側(cè)縱筋到受拉邊緣的距離增大而處于受壓狀態(tài)；在相同荷載下，相比未加固RC柱和ECC加固RC柱，HSME加固RC柱的縱筋壓應(yīng)變較小，進(jìn)一步說明HSME加固層對小偏心受壓柱承載力有提高作用.

圖8 荷載-應(yīng)變曲線Fig.8 Load-strain curves

3.4 荷載-跨中側(cè)向撓度曲線

各試件的荷載-跨中側(cè)向撓度曲線如圖9所示.由圖9可見：加固RC柱在加載初期，撓度很??；而開裂后，其撓度增長速率變快；當(dāng)達(dá)到峰值荷載時(shí)，荷載開始緩慢下降，撓度則快速增長直到破壞，整個(gè)下降段較平緩；在相同荷載下，加固RC柱的跨中側(cè)向撓度明顯小于未加固RC柱，這是因?yàn)榧庸虒釉龃罅嗽嚰膭偠?，所以加固RC柱的撓曲變形減??；HSME加固RC柱的下降段較未加固RC柱和ECC加固RC柱更為平緩，說明前者變形及耗能能力明顯提高，表現(xiàn)出良好的延性破壞特征，而且其殘余強(qiáng)度更高，約為峰值荷載的70%～80%.分析原因：該階段受壓側(cè)ECC加固層豎向裂縫明顯變寬、并逐漸被壓碎，導(dǎo)致其對受壓區(qū)核心混凝土的約束作用明顯降低；而HSME加固層內(nèi)布置的橫向鋼絞線網(wǎng)的約束作用愈加明顯，直至拉斷，因此，HSME加固層能更有效地提升RC柱的變形能力.

圖9 荷載-跨中側(cè)向撓度曲線Fig.9 Load vs. mid-span lateral deflection curves

3.5 延性分析

試件延性通過延性系數(shù)μ來衡量，其計(jì)算式［14］如下：

延性系數(shù)計(jì)算結(jié)果見表5.由表5可見，當(dāng)采用相同的相對初始偏心距時(shí)，HSME加固RC柱的延性系數(shù)較未加固RC柱提高了75.9%～77.8%，較ECC加固RC柱提高了17.3%～18.6%，說明HSME加固層能更加顯著地改善RC小偏心受壓柱的延性.分析原因，在小偏心荷載作用下，HSME加固RC柱中核心混凝土發(fā)生了較大的橫向膨脹變形，HSME加固層內(nèi)的橫向鋼絞線對核心混凝土提供了有效約束，且HSME加固層未與混凝土界面發(fā)生剝離，因此試件延性得到提高.對比試件HSME-RC1和HSME-RC2可知，縱向鋼絞線配筋率的變化對試件延性影響較小.對比試件HSME-RC1和HSME-RC3可知，相對初始偏心距越大，試件延性越好.

3.6 HSME加固層作用機(jī)理分析

基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)繪出HSME加固RC柱試件HSME-RC1的跨中截面應(yīng)變分布，如圖10所示.由圖10可知：試件HSME-RC1在小偏心荷載作用下，受拉側(cè)應(yīng)變較小，且隨著荷載的增加，應(yīng)變增幅較小，ECC最大拉應(yīng)變?yōu)?45 μm/m；受壓側(cè)應(yīng)變隨著荷載的增加而迅速發(fā)展，當(dāng)加載達(dá)到峰值荷載的50%時(shí)，ECC壓應(yīng)變?yōu)?80 μm/m，達(dá)到峰值荷載時(shí)，ECC壓應(yīng)變?yōu)? 202 μm/m.整個(gè)受力過程中，隨著荷載的增大，中和軸（截面應(yīng)變?yōu)?）逐漸向受壓較大側(cè)移動，截面平均應(yīng)變大致呈線性分布，跨中截面應(yīng)變分布基本符合平截面假定.

圖10 試件HSME-RC1的跨中截面應(yīng)變分布Fig.10 Strain distribution at mid-span section of specimen HSME-RC1

基于試驗(yàn)結(jié)果及受力分析，得到HSME對RC柱的加固機(jī)理為：（1）隨著核心混凝土的橫向膨脹變形增大，HSME加固層可有效約束核心混凝土，使受壓區(qū)核心混凝土處于三向受壓狀態(tài)，使其抗壓強(qiáng)度和延性明顯增加，同時(shí)使受拉區(qū)核心混凝土處于雙向受壓、一向受拉狀態(tài).小偏心受壓柱承載力主要依靠受壓區(qū)，因此HSME加固RC柱的承載力較未加固RC柱大幅度提高.（2）受拉側(cè)HSME加固層參與受拉，受壓側(cè)HSME加固層參與受壓，由于HSME加固層與混凝土界面黏結(jié)牢固，未發(fā)生滑移、剝離等情況，二者協(xié)同工作性能良好，因此加固RC柱受力性能得到明顯提高.

4 結(jié)論

（1）HSME加固RC柱在小偏心受壓過程中，裂縫細(xì)而密.HSME加固層與核心RC柱混凝土協(xié)同工作性能良好，未出現(xiàn)滑移、剝落等情況.破壞前，受壓區(qū)ECC出現(xiàn)豎向裂縫，隨荷載緩慢下降，ECC和部分混凝土被壓碎，具有明顯的預(yù)兆，表現(xiàn)出了良好的延性破壞特征.

（2）當(dāng)采用相同的相對初始偏心距時(shí)，與未加固RC柱相比，HSME加固RC柱的開裂荷載提高了100.0%～113.3%、峰 值 荷 載 提 高 了99.8%～108.0%、延性提高了75.9%～77.8%；與ECC加固RC柱相比，HSME加固RC柱的開裂荷載提高了7.1%～14.3%、峰值荷載提高了37.6%～43.3%、延性提高了17.3%～18.6%.

（3）相同荷載下，HSME加固RC柱中ECC應(yīng)變和縱筋壓應(yīng)變均小于ECC加固RC柱.HSME加固RC柱相對初始偏心距越大，其峰值荷載越小，延性越好.

（4）HSME加固層可為核心混凝土提供有效的約束，使受壓區(qū)核心混凝土處于三向受壓狀態(tài)，其抗壓強(qiáng)度和延性系數(shù)明顯增加，同時(shí)HSME加固層可以和核心RC柱一起承擔(dān)偏心力，顯著提高HSME加固RC柱的整體受力性能.