蔣首超 何 飛，* 文 見 金 煒

(1.同濟(jì)大學(xué)建筑工程系，上海 200092;2.同濟(jì)大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院(集團(tuán))有限公司，上海 200092)

1 引言

由于二階效應(yīng)的作用，初彎曲對(duì)構(gòu)件的軸壓承載力和軸向剛度有很大的影響。對(duì)有初彎曲的構(gòu)件進(jìn)行加固，傳統(tǒng)方法一般需要暫停建筑的功能并進(jìn)行臨時(shí)支撐，有的還會(huì)給結(jié)構(gòu)帶來(lái)新的缺陷，而采用灌漿套管進(jìn)行加固可以避免這些問題。

由于漿體和套管不直接承受荷載，灌漿套管本身受力并不大，主要起約束構(gòu)件側(cè)向變形的作用。有初彎曲的構(gòu)件在漿體和套管的約束下，受同樣大小的軸力產(chǎn)生的變形較小，降低了構(gòu)件最大側(cè)向位移處的附加彎矩，延遲了塑性區(qū)域的產(chǎn)生和發(fā)展，從而提高了構(gòu)件的極限承載力。根據(jù)灌漿套管性能的影響因素，在加固設(shè)計(jì)時(shí)需要著重考慮漿體材料、套管厚度以及加固長(zhǎng)度的影響。同濟(jì)大學(xué)的王震[1]對(duì)膨脹水泥漿的性能進(jìn)行了分析和試驗(yàn)研究，并進(jìn)一步研究了不同水泥漿對(duì)預(yù)應(yīng)力灌漿套管性能的影響，優(yōu)選出了灌漿套管膨脹水泥漿的合適配比。由于建筑立面的要求，加固長(zhǎng)度一般取構(gòu)件全長(zhǎng)。本文主要研究外套管厚度對(duì)灌漿套管加固鋼構(gòu)件的性能影響。

本文采用通用有限元軟件ANSYS對(duì)采用灌漿套管加固的鋼構(gòu)件性能進(jìn)行數(shù)值分析，結(jié)合試驗(yàn)，研究灌漿套管加固有初彎曲的直縫焊接鋼管構(gòu)件在不同套管厚度及彎曲程度的情況下軸壓加載的破壞模式、承載力、延性、套管受力、漿體受力等。鋼管和外套管采用 SHELL181、漿體采用SOLID65，面單元和體單元之間采用綁定接觸。

2 外套管厚度對(duì)加固構(gòu)件性能影響

未加固及被加固鋼管采用φ83×6，面積A=14.51cm2，回轉(zhuǎn)半徑 i=2.73cm，長(zhǎng)度 l=1.66 m，構(gòu)件兩端鉸接;外套管長(zhǎng)1.00 m，外徑140 mm，壁厚分別為5 mm、3 mm、2 mm、1 mm;材料屈服強(qiáng)度 fy=235N/mm2，彈性模量 E=2.06×105N/mm2，泊松比ν0=0.3。鋼管構(gòu)件有初彎曲，設(shè)定構(gòu)件跨中的最大彎曲值δ0=10 mm。

2.1 破壞模式

未加固的鋼管在軸向壓力作用下，構(gòu)件中部產(chǎn)生側(cè)向位移、形成塑性鉸而破壞，破壞時(shí)的Mises應(yīng)力分布如圖1(a)所示。灌漿套管加固的鋼管構(gòu)件在軸向壓力作用下，鋼管很快進(jìn)入塑性階段，被加固區(qū)域整體產(chǎn)生側(cè)向位移，破壞時(shí)兩端裸露的鋼管在靠近加固區(qū)域處產(chǎn)生集中變形，整體變形小于未加固構(gòu)件，破壞模式不隨外套管壁厚的變化而改變。外套管厚5 mm時(shí)構(gòu)件破壞的Mises應(yīng)力分布如圖1(b)所示。

2.2 軸壓承載力和延性性能

定義延性指標(biāo)μ等于荷載下降到85%Pmax時(shí)的軸向位移 Δ0.85/極限荷載 Pmax時(shí)的軸向位移Δu。構(gòu)件的軸壓承載力和延性指標(biāo)列于表1中。在外套管長(zhǎng)度、外徑相同的情況下，采用同種漿體材料的灌漿套管加固初彎曲δ0=10 mm的鋼管，其軸壓承載力基本不隨外套管壁厚的變化而改變，與未加固的鋼管構(gòu)件相比，軸壓承載力提高了30%。灌漿套管加固提高了構(gòu)件的延性性能，外套管壁厚對(duì)構(gòu)件的延性影響不大。

圖1 初彎曲δ0=10 mm鋼管構(gòu)件破壞時(shí)的Mises應(yīng)力云圖Fig.1 Stress at failure with δ0=10 mm

表1 初彎曲δ0=10 mm構(gòu)件的軸壓性能Table 1 Axial compressive behavior with δ0=10 mm

2.3 鋼管受力

構(gòu)件跨中的側(cè)向位移較小時(shí)，鋼管的受力較均勻，變形以整體彎曲變形為主。隨著側(cè)向位移的增大，由于荷載下降，套管加固區(qū)域的鋼管應(yīng)力水平有所降低，構(gòu)件變形集中在非加固區(qū)，特別是在靠近加固區(qū)的地方和構(gòu)件端部，這種大變形的幾何非線性效應(yīng)使非加固區(qū)的鋼管在荷載變小的情況下應(yīng)力仍然很大，最后破壞。這一變化規(guī)律不隨外套管壁厚的變化而改變。

2.4 套管受力

套管壁厚為5 mm時(shí)，在構(gòu)件位移增大的過程中，套管應(yīng)力也一直增大，應(yīng)力最大值的區(qū)域從套管中部向兩端擴(kuò)散，套管受壓側(cè)的應(yīng)力水平比受拉側(cè)大。套管中部軸向應(yīng)力水平較大。套管環(huán)向應(yīng)力分布較均勻且均為受拉，但構(gòu)件非加固區(qū)的大變形對(duì)套管兩端產(chǎn)生了集中作用力及橫向膨脹力，套管兩端的受壓側(cè)環(huán)向應(yīng)力較大，中部的環(huán)向應(yīng)力較小。

壁厚為3 mm、2 mm的套管隨構(gòu)件位移增大的應(yīng)力變化與5 mm的相同，應(yīng)力最大值隨套管壁厚的減小而增大;套管壁厚為1 mm時(shí)，很快出現(xiàn)大面積屈服，隨著構(gòu)件位移增大屈服的面積略有增大。套管中部軸向應(yīng)力水平較大，拉、壓應(yīng)力最大值隨套管壁厚的減小而增大且拉應(yīng)力增長(zhǎng)較快;1 mm厚的套管受拉區(qū)域較小、受壓區(qū)域較大。環(huán)向應(yīng)力的變化規(guī)律與5 mm的套管相同，最大值隨套管壁厚的減小而增大。各厚度套管破壞時(shí)的應(yīng)力值變化規(guī)律如圖2所示。

圖2 套管破壞時(shí)的應(yīng)力最大值隨壁厚的變化Fig.2 Relation between maximum stress at failure and thickness of outer sleeve

2.5 漿體受力

套管壁厚為5 mm時(shí)，在構(gòu)件位移增大的過程中，漿體的Mises應(yīng)力持續(xù)增大?？拷坠艿耐鈧?cè)漿體整體受力較小，應(yīng)力大小及分布變化不大;靠近鋼管的內(nèi)側(cè)漿體受力較大且分布不均，中部受拉側(cè)的應(yīng)力較大、兩端拉壓側(cè)的應(yīng)力較大，應(yīng)力最大值區(qū)域會(huì)擴(kuò)散，且受壓側(cè)的應(yīng)力水平比受拉側(cè)小。漿體軸向應(yīng)力分布均勻且應(yīng)力水平小，在構(gòu)件位移增大的過程中應(yīng)力有所增大但分布變化不大。漿體徑向受壓且應(yīng)力分布均勻，內(nèi)側(cè)壓應(yīng)力較外側(cè)大，隨構(gòu)件位移的增大變化不大。

套管壁厚為3 mm、2 mm、1 mm，漿體的Mises應(yīng)力、軸向應(yīng)力、徑向應(yīng)力分布和隨構(gòu)件位移的變化與套管5 mm厚構(gòu)件相同。3 mm厚的應(yīng)力水平與5 mm相同，2 mm、1 mm厚的應(yīng)力水平略有提高。

3 初彎曲值對(duì)加固性能的影響

未加固及被加固鋼管采用φ83×6，長(zhǎng)度l=1.66 m，構(gòu)件兩端鉸接;外套管長(zhǎng) 1.00 m，外徑140 mm，壁厚分別為5 mm、3 mm、1 mm;材料屈服強(qiáng)度 fy=235N/mm2，彈性模量 E=2.06 ×105N/mm2，泊松比 νo=0.3;鋼管初彎曲值 δ0=5 mm、8 mm、10 mm、13 mm、15 mm、18 mm、20 mm。

3.1 破壞模式

構(gòu)件的破壞模式及鋼管受力特性不隨初彎曲大小變化，仍然以鋼管非加固區(qū)的集中變形為破壞模式。

3.2 承載力及延性

計(jì)算不同外套管壁厚、鋼管初彎曲值的加固構(gòu)件，與未加固構(gòu)件對(duì)比得到軸壓承載力提高倍數(shù)(加固后承載力/加固前承載力)和延性提高倍數(shù)(加固后延性指標(biāo)/加固前延性指標(biāo))，隨初彎曲值的變化整理如圖3所示。隨著初彎曲的增大套管加固的構(gòu)件軸壓承載力提高的越多，且在滿足外套管強(qiáng)度的前提下，提高幅度不受外套管壁厚的影響，而延性的提高幅度變化不大。

圖3 承載力、延性提高倍數(shù)隨初彎曲值的變化Fig.3 Relation between initial bending and increase of load-bearing capacity，ductility

3.3 套管受力

套管的應(yīng)力分布與2.4節(jié)相同。隨著初彎曲值的增大，壁厚為1 mm的套管應(yīng)力最大值的范圍會(huì)擴(kuò)大。構(gòu)件破壞時(shí)套管的Mises應(yīng)力最大值、軸拉應(yīng)力最大值、軸壓應(yīng)力最大值、環(huán)向應(yīng)力最大值隨初彎曲值的變化整理如圖4所示。隨著初彎曲的增大不同壁厚的套管破壞時(shí)各項(xiàng)應(yīng)力水平均略有增長(zhǎng)。

圖4 破壞時(shí)套管應(yīng)力最大值隨構(gòu)件初彎曲的變化Fig.4 Relation between initial bending and maximum stress of outer sleeve at failure

3.4 漿體受力

隨著初彎曲的增大，Mises應(yīng)力分布趨向不均勻;軸向應(yīng)力水平有所提高，但由于漿體幾何模型的變化，受壓側(cè)壓應(yīng)力增大不多、受拉側(cè)拉應(yīng)力增大明顯;徑向應(yīng)力的分布也變得較不均勻，拉壓側(cè)的應(yīng)力水平較其他部位大。漿體應(yīng)力隨著構(gòu)件位移增大、套管壁厚減小的變化規(guī)律與2.5節(jié)相同。

4 灌漿套管加固有初彎曲鋼管試件的軸壓性能試驗(yàn)

4.1 試驗(yàn)簡(jiǎn)介

被加固鋼管試件采用φ89×6，試件長(zhǎng)度l=1500 mm，兩端采用可拆卸的雙刀口支座來(lái)模擬鉸支座，試件計(jì)算長(zhǎng)度l0=1660 mm;由預(yù)加載反算得到試件1初彎曲值δ0=24.5 mm，試件2初彎曲值δ0=18.9 mm。套管長(zhǎng)度ls=1 000 mm，外徑 d=140 mm，由 2.4節(jié)、3.3節(jié)的分析可知，隨著套管壁厚的減小套管應(yīng)力水平會(huì)增大，而鋼管初彎曲值對(duì)套管應(yīng)力影響不大，因此試件1套管壁厚采用5 mm、試件2采用6 mm。漿體材料采用膨脹水泥砂漿:水灰比0.36，膨脹劑內(nèi)摻10%，細(xì)砂內(nèi)摻35%，減水劑2‰。

實(shí)際工程中灌漿套管加固的施工方法為:將套管對(duì)剖后包裹住彎曲鋼管，焊接套管，然后進(jìn)行套管就位、灌漿、養(yǎng)護(hù)工作。為模擬這一施工過程，套管預(yù)先在工廠中剖開。以鋼管初彎曲方向?yàn)?X向，在試件橫截面內(nèi)垂直方向?yàn)閅方向。根據(jù)2.4中套管受力的分析，套管在±X方向應(yīng)力較大、±Y方向應(yīng)力較小，因此將套管焊縫布置在±Y處。灌漿、養(yǎng)護(hù)91天后，將試件放置在反力架上進(jìn)行軸壓試驗(yàn)。

4.2 軸壓加載試驗(yàn)現(xiàn)象

正式加載初期，隨著荷載的穩(wěn)步上升，試件的豎向位移、跨中水平位移均線性增加。當(dāng)接近試件的極限荷載時(shí)，雖然荷載增加緩慢，但試件的水平位移值增幅越來(lái)越大，肉眼可觀察到試件跨中的水平位移并判斷出試件的破壞模式。達(dá)到極限荷載后進(jìn)行卸載，跨中的水平位移快速增大，加固區(qū)域基本上只有整體側(cè)移，變形主要集中在非加固區(qū)域，與2.1節(jié)中的破壞模式吻合。加載過程中沒有聽到漿體開裂的聲音，試件破壞后加固區(qū)域兩端的漿體也沒有肉眼可見的損壞。破壞的試件如圖5所示。

圖5 試件破壞圖Fig.5 Members at failure

4.3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

4.3.1 軸壓承載力及延性

根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50017—2003)[2]5.1.2條計(jì)算出無(wú)初彎曲的鋼管軸壓穩(wěn)定承載力為391.26kN，加固后的試件承載力沒有達(dá)到無(wú)缺陷的試件承載力。由于焊接殘余應(yīng)力、加載偏心及制造誤差的影響，試驗(yàn)測(cè)得的軸壓承載力基本低于ANSYS計(jì)算值。由試件的荷載-位移曲線可知試件變形能力強(qiáng)、荷載下降緩慢，根據(jù)2.2節(jié)中對(duì)延性指標(biāo)μ的定義，通過荷載-豎向位移的曲線計(jì)算出試件的延性指標(biāo)μ，列于表2中，加固試件延性良好。4.3.2 套管及鋼管非加固區(qū)

表2 初彎曲δ0=10 mm試件軸壓承載力對(duì)比及延性指標(biāo)Table 2 Axial compressive behavior with δ0=10 mm

試件變形集中在兩端非加固區(qū)的鋼管，因此鋼管的應(yīng)變值很大。鋼管-X側(cè)受壓、+X側(cè)受拉，受壓區(qū)域的變形大于受拉區(qū)域。千斤頂直接作用于上端鋼管，由于灌漿套管強(qiáng)力的約束作用，上下兩端非加固區(qū)的鋼管變形并不完全一樣，上端鋼管變形大于下端鋼管。試件達(dá)到極限承載力時(shí)鋼管靠近加固區(qū)的彎矩值列于表3。

表3 試件達(dá)到極限承載力時(shí)鋼管靠近加固區(qū)的彎矩值Table 3 Moment of steel pipe near reinforced area at failure

灌漿套管由于不直接承受荷載，受力并不大，漿體沒有產(chǎn)生開裂，套管的應(yīng)變值也不大。套管環(huán)向以受拉為主，試件非加固區(qū)的大變形會(huì)對(duì)套管兩端產(chǎn)生集中作用力及橫向膨脹力，上端鋼管的-X側(cè)變形最大，因此套管-X側(cè)上部環(huán)向應(yīng)變值最大。套管軸向-X側(cè)受壓為主、+X側(cè)受拉為主，中部的軸向應(yīng)變值大于兩端的。套管的受力與2.4節(jié)中的分析結(jié)果基本相符。將焊縫布置在±Y處，焊接造成的缺陷使套管±Y側(cè)的應(yīng)變值較分析結(jié)果偏大。試件在極限承載力下的套管應(yīng)變最大值列于表4。

表4 極限承載力下套管的應(yīng)變最大值Table 4 Maximum strain of outer sleeve at failure

雖然試件2的承載力較大，但由于套管壁厚較大，其應(yīng)變值水平基本小于試件1，與2.4節(jié)中的分析相符。

4 結(jié)論

本文采用ANSYS數(shù)值分析、試驗(yàn)研究?jī)煞N方法，對(duì)灌漿套管加固有初彎曲的直縫焊接鋼管構(gòu)件在不同套管厚度及彎曲程度的情況下進(jìn)行對(duì)比分析，得出以下結(jié)論:

(1)加固后，構(gòu)件的破壞從跨中形成塑性鉸變?yōu)閮啥朔羌庸虆^(qū)的集中變形，特別是非加固區(qū)受壓一側(cè)變形較大。加固區(qū)除了相對(duì)于試件整體的側(cè)向位移，沒有明顯的局部變形和破壞。

(2)隨著套管厚度的減小，破壞時(shí)套管的應(yīng)力水平增大。套管環(huán)向受拉，構(gòu)件非加固區(qū)的大變形對(duì)套管兩端產(chǎn)生了集中作用力，此處套管的環(huán)向應(yīng)力值最大。鋼管的初彎曲值對(duì)套管受力影響不大。

(3)漿體徑向受壓、靠近鋼管的區(qū)域應(yīng)力水平較大;套管壁厚對(duì)漿體的受力影響不大，而鋼管初彎曲值的增大使?jié){體的受拉區(qū)域變薄，軸向拉應(yīng)力增長(zhǎng)顯著。由于不直接承受荷載，漿體受力很小，沒有開裂。

(4)灌漿套管加固后的鋼管構(gòu)件承載力及延性均顯著提升，且不受套管壁厚的影響;隨著鋼管初彎曲值的增大，構(gòu)件承載力的提高倍數(shù)線性增大，延性的提高倍數(shù)變化不大，說明采用灌漿套管進(jìn)行加固對(duì)初彎曲大的構(gòu)件效果更好。

(5)由于加固后構(gòu)件的破壞均出現(xiàn)在套管的兩端構(gòu)件未加固的位置，為保證構(gòu)件不出現(xiàn)薄弱環(huán)節(jié)，提高承載力，建議在采用灌漿套管進(jìn)行鋼構(gòu)件加固時(shí)，沿構(gòu)件全長(zhǎng)進(jìn)行加固。

[1] 王震，蔣首超，張潔.預(yù)應(yīng)力灌漿套管連接的結(jié)構(gòu)性能研究[J].建筑鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)展，2010，12(6):11-18.Wang Zhen，Jiang Shouchao，Zhang Jie.Structural performance of prestressed grouted pile-to-sleeve connection[J].Progress in Steel Building Structures.2010，12(6):11-18.(in Chinese).

[2] 中華人民共和國(guó)建設(shè)部.GB 50017—2003鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京:中國(guó)計(jì)劃出版社，2003.Ministry of Construction of the People’s Republic of China.GB 50017—2003 Code for design of steel structures[S].Beijing:China Planning Press，2003.(in Chinese)