卜良桃，朱天宇，賀洪霞

(1.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410082；2.中建二局第四建筑工程有限公司，天津 300457)

我國建筑行業(yè)已進(jìn)入新建與維修加固并重的重要時(shí)期，大量混凝土結(jié)構(gòu)亟需加固。鋼筋混凝土柱作為承受荷載的重要構(gòu)件，眾多學(xué)者都致力于通過加固方式以提高柱的承載能力和延性[1-2]。近年來粘貼纖維復(fù)合材料加固法和鋼筋網(wǎng)混凝土外包加固法發(fā)展迅速，且取得了一定的研究成果[3-7]。但鋼筋網(wǎng)混凝土外包加固法加固層較厚，加固后結(jié)構(gòu)自重增加、凈空減??；而粘貼纖維復(fù)合材料加固法有耐火性差，在不良環(huán)境中與混凝土粘結(jié)性能差、破壞突然等缺點(diǎn)。因此探尋新型加固方法以提高混凝土柱的性能具有重要意義。

活性粉末混凝土(RPC)作為一種水泥基復(fù)合材料，具有超高的強(qiáng)度、韌性和耐久性[8-9]。RPC鋼筋網(wǎng)薄層加固法對(duì)結(jié)構(gòu)自重和凈空影響較小，能大幅度提高結(jié)構(gòu)變形能力，并且適用于極端環(huán)境下的結(jié)構(gòu)加固，在抗震設(shè)防和耐火性要求較高的結(jié)構(gòu)加固方面效果優(yōu)異。但目前大量的學(xué)者都致力于研究RPC結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能[10-12]，關(guān)于RPC在加固領(lǐng)域的研究較少。而且加固領(lǐng)域的試驗(yàn)研究中大多都采用縮尺構(gòu)件[13]，忽略了尺寸效應(yīng)的影響，一次受力下的加固也不符合實(shí)際工程中負(fù)載下加固的情況?；诖耍P者對(duì)二次受力下活性粉末混凝土薄層加固足尺混凝土(RC)柱的偏壓性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，探究鋼筋網(wǎng)配筋率和初始荷載水平對(duì)加固柱偏壓性能的提高作用，并提出了活性粉末混凝土薄層加固(RPCRM)柱的二次受力正截面承載力的計(jì)算方法。

1 試 驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

為研究不同鋼筋網(wǎng)配筋率及初始荷載水平對(duì)RPCRM柱受力性能的影響，本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)1根未加固的對(duì)比柱和6根RPCRM柱，試驗(yàn)柱參數(shù)見表1。

表1 試驗(yàn)柱參數(shù)Table 1 Test column parameters

圖1 試驗(yàn)柱Z1配筋圖Fig.1 Test column reinforcement diagram

1.2 加載方案及量測(cè)內(nèi)容

試驗(yàn)在10 000 kN壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試件兩端鉸接，采用單刀鉸支座進(jìn)行偏心受壓試驗(yàn)，加載裝置示意圖見圖2。加載方案根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T50152—2012)[15]執(zhí)行，采用單調(diào)連續(xù)荷載控制分級(jí)加載法。

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Test loading device

試驗(yàn)觀測(cè)內(nèi)容包括荷載、試件側(cè)向撓度、應(yīng)變、裂縫產(chǎn)生及發(fā)展情況四個(gè)方面。荷載由靜載測(cè)試儀控制系統(tǒng)讀取，側(cè)向撓度由沿柱高均勻分布的5個(gè)百分表測(cè)得，上下端部?jī)蓚€(gè)百分表距離柱端部100 mm，每個(gè)百分表之間距離700 mm，百分表布置見圖2。在試件中部混凝土及RPC上沿截面高度方向布置5個(gè)應(yīng)變片以測(cè)得中部混凝土及RPC應(yīng)變，在原柱縱筋和加固層鋼筋網(wǎng)縱筋布置應(yīng)變片以測(cè)得鋼筋應(yīng)變。在試驗(yàn)過程中，由裂縫寬度儀測(cè)量裂縫寬度，觀察并記錄裂縫位置、發(fā)展情況及相對(duì)應(yīng)的荷載。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試件現(xiàn)象及破壞形態(tài)

Z1為未加固的對(duì)比柱，表現(xiàn)為明顯的大偏壓破壞，柱身彎曲變形明顯，受拉側(cè)出現(xiàn)橫向主裂縫，受壓側(cè)混凝土壓碎剝落。整體來看，柱Z1延性較差，破壞征兆不明顯，破壞形態(tài)如圖3所示。

圖3 Z1破壞形態(tài)與裂縫分布Fig.3 Z1 destruction form and crack distribution

對(duì)于RPCRM柱，各試件破壞過程基本相同(除Z-S100-P0.5-NSD外)，筆者以試驗(yàn)柱Z-S50-P0.5為例進(jìn)行說明。加載初期，柱身側(cè)向變形不明顯，當(dāng)荷載達(dá)到4 100 kN時(shí)，柱端部加載點(diǎn)處出現(xiàn)豎向裂縫，隨著荷載增加向受壓側(cè)延伸；進(jìn)一步加載柱中部出現(xiàn)第一條橫向裂縫，裂縫長度約60 mm，并向側(cè)面延伸；荷載繼續(xù)增加時(shí)，試件持續(xù)出現(xiàn)細(xì)微的拉裂聲，受拉側(cè)橫向裂縫不斷增多，柱中偏上部的橫向裂縫不斷往受壓側(cè)延伸，有貫穿柱橫截面的趨勢(shì)，側(cè)向撓度也明顯增加，柱身明顯彎曲；達(dá)到極限荷載的80%時(shí)，出現(xiàn)密集的拉裂聲，靠近受壓側(cè)出現(xiàn)斜向裂縫，RPC呈剝落狀；當(dāng)荷載到達(dá)峰值荷載時(shí)，受拉側(cè)出現(xiàn)一條主裂縫貫穿至受壓側(cè)，受拉側(cè)縱向鋼筋被拉斷，受壓側(cè)RPC被壓碎，荷載斷崖式下落。RPCRM柱試件最終破壞均表現(xiàn)為受拉側(cè)鋼筋屈服，受壓側(cè)RPC被壓碎，破壞形態(tài)如圖4所示。與對(duì)比柱Z1相比，RPCRM柱裂縫發(fā)展更為充分，且裂縫寬度更大，延性較好。

圖4 Z-S50-P0.5破壞形態(tài)與裂縫分布Fig.4 Z-S50-P0.5 destruction form and crack distribution

2.2 結(jié)果分析

2.2.1 承載力分析

試驗(yàn)柱特征荷載結(jié)果見表2。從表中可以看出，與對(duì)比柱相比，RPCRM柱開裂荷載和峰值荷載均有不同程度的提高，且提高幅度隨鋼筋網(wǎng)配筋率的增大而增大，隨初始荷載水平的增大而減小。

表2 試件開裂及極限荷載Table 2 Specimen cracking and ultimate loads

與試件Z1相比，試件Z-S100-P0.5、Z-S75-P0.5、Z-S50-P0.5開裂荷載分別提高了124%、214%、388%，峰值荷載分別提高了52%、110%、217%。通過文獻(xiàn)[2]和文獻(xiàn)[7]的試驗(yàn)研究可知，與高性能水泥復(fù)合砂漿鋼筋網(wǎng)加固RC柱和樹脂混凝土鋼筋網(wǎng)加固RC柱相比，活性粉末混凝土鋼筋網(wǎng)加固RC柱開裂荷載的提高幅度較大，這主要是因?yàn)镽PC中加入了鋼纖維，抗拉強(qiáng)度較高，能有效提高試件剛度，延緩試件開裂。

除加固層鋼筋網(wǎng)配筋率外，加固柱的初始荷載水平也是影響RPCRM柱承載力的重要因素。與未加固柱Z1相比，試件Z-S50-P0、Z-S50-P0.5、Z-S50-P0.8開裂荷載分別提高了203%、388%、255%，峰值荷載分別提高了233%、217%、205%。可以看出，RPCRM柱的承載力與初始荷載水平呈負(fù)相關(guān)且呈非線性下降的趨勢(shì)，當(dāng)初始荷載水平越高時(shí)，加固柱承載力的下降幅度越大。另外，二次受力加固柱的開裂荷載比一次受力加固柱大，主要是因?yàn)槎问芰庸讨募庸虒邮芰π∮谝淮问芰庸讨?/p>

2.2.2 荷載-應(yīng)變分析

柱荷載-受拉側(cè)縱向鋼筋(原柱縱筋及加固層縱向網(wǎng)筋)應(yīng)變?nèi)鐖D5所示。

圖5 荷載-受拉側(cè)縱筋應(yīng)變曲線Fig.5 Load-strain curves of the longitudinal reinforcement on the tension side of the column

從圖5(a)可以看出，二次受力加固柱受拉側(cè)原柱縱筋和加固層縱向網(wǎng)筋之間存在應(yīng)變滯后，隨著初始荷載水平的增大，應(yīng)變滯后的現(xiàn)象越明顯。并且由于RPCRM柱為薄層加固，原柱縱筋和加固層縱向網(wǎng)筋距離較近，兩者有著近乎相等的應(yīng)變梯度，當(dāng)初始荷載水平較大時(shí)，應(yīng)變滯后現(xiàn)象很難消除。在達(dá)到峰值荷載時(shí)，試件Z-S50-P0.8受拉側(cè)縱向網(wǎng)筋未達(dá)到屈服，試件Z-S50-P0.5受拉側(cè)縱向網(wǎng)筋正好屈服，而試件Z-S50-P0受拉側(cè)縱向網(wǎng)筋完全屈服?？梢?，初始荷載水平越小，加固層網(wǎng)筋強(qiáng)度越能得到充分利用。由圖5(b)可知，在初始荷載水平為0.5P0時(shí)，不同加固層配筋率的試件Z-S50-P0、Z-S50-P0.5、Z-S50-P0.8受拉側(cè)，縱向鋼筋應(yīng)變?cè)鲩L梯度不同，隨著加固層配筋率的增大，受拉側(cè)縱向鋼筋應(yīng)變?cè)鲩L速度減小，屈服荷載增大。

柱荷載-(混凝土/RPC)受壓側(cè)應(yīng)變?nèi)鐖D6所示。從圖6(a)可以看出，對(duì)比柱Z1受壓側(cè)混凝土的峰值應(yīng)變?yōu)? 560×10-6，加固后混凝土應(yīng)變顯著提高，最高可達(dá)2 500×10-6，峰值應(yīng)變提高了約60%。說明加固層的“套箍”約束作用能夠較好地改善原柱核心混凝土的受力狀態(tài)，使原柱的剛度、延性得到較大提高；且改善效果隨鋼筋網(wǎng)配筋率的提高而提高，隨初始荷載水平的增大而降低。由圖6(b)可知，二次受力加固柱在縱筋屈服后，隨著荷載增加，RPC應(yīng)變一直呈線性增長，也能間接說明RPC約束作用的存在。

圖6 荷載-受壓側(cè)混凝土/RPC應(yīng)變曲線Fig.6 Load-compression side concrete/RPC strain curves

2.2.3 側(cè)向位移分析

不同鋼筋網(wǎng)配筋率及初始荷載水平下，各試件荷載-側(cè)向位移曲線如圖7所示。

圖7 荷載-柱中側(cè)向位移曲線Fig.7 Load-lateral displacement curves in the column

根據(jù)文獻(xiàn)[18]確定試件的屈服位移Δy，取峰值荷載下降到85%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移作為試件的極限位移Δu，以Δu和Δy的比值定義位移延性系數(shù)μ。變形能EΔ表示各試件因變形消耗的能量，根據(jù)荷載-撓度曲線從開始加載到極限荷載時(shí)與X軸圍成的面積計(jì)算[19]，各試件的位移延性系數(shù)見表3。

表3 各試件特征點(diǎn)位移及延性Table 3 Characteristic displacements and ductility of each specimen

從圖7和表3可以看出，RPCRM柱變形能力有明顯的提高。與對(duì)比柱Z1相比，RPCRM柱峰值位移Δp和極限位移Δu都有較大程度的提高，最大幅度可達(dá)174%。這主要是因?yàn)镽PC超高的力學(xué)性能，其極限抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)大于水泥砂漿，對(duì)核心混凝土的約束力大幅提高。位移延性系數(shù)μ的提高幅度在63%～155%，且其提高幅度與鋼筋網(wǎng)配筋率及初始荷載水平有關(guān)。

為進(jìn)一步說明鋼筋網(wǎng)配筋率及初始荷載水平對(duì)位移延性系數(shù)的影響，從表3可以看出，與對(duì)比柱相比，試件Z-S100-P0.5位移延性系數(shù)提高了1.55倍。但隨鋼筋網(wǎng)配筋率的提高，位移延性系數(shù)呈降低趨勢(shì)，這主要是因?yàn)殡S著鋼筋網(wǎng)配筋率的提高，加固層對(duì)原柱核心混凝土的約束增強(qiáng)，柱的整體剛度也隨之提高。且鋼筋網(wǎng)配筋率提高后，柱的承載力大幅提高，在加載后期，當(dāng)加固層鋼筋網(wǎng)拉斷后，試件在高荷載作用下很快破壞。與對(duì)比柱Z1相比，配筋率相同的試件Z-S50-P0、Z-S50-P0.5、Z-S50-P0.8位移延性系數(shù)同樣有了大幅提高，且隨著初始荷載水平的增大而增大。這是由于初始荷載水平更大的試件，在超過最大承載力后,加固層強(qiáng)度逐漸得到充分利用，使得承載力回退緩慢，從而使延性有更好的改善；而一次受力加固柱網(wǎng)筋在這一階段一直保持在基本不變的屈服應(yīng)力水平。

3 正截面承載力計(jì)算方法

3.1 基本假定

(1)RPCRM柱產(chǎn)生變形后，截面上的應(yīng)變分布符合平截面假定；(2)核心混凝土的約束應(yīng)力僅由加固層橫向網(wǎng)筋和RPC提供，不考慮箍筋的約束作用；(3)混凝土應(yīng)力-應(yīng)變模型采用改進(jìn)的Hogenestad模型[20]；(4)鋼筋完全符合彈塑性應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系；(5)加固層與原柱之間無粘結(jié)滑移。

3.2 承載力計(jì)算公式

3.2.1 有效約束面積和有效約束應(yīng)力

在RPCRM柱中，箍筋只對(duì)核心混凝土有約束作用，加固層橫向網(wǎng)筋對(duì)核心混凝土和保護(hù)層混凝土都有約束作用。文中測(cè)區(qū)段內(nèi)箍筋間距為200 mm，而加固層網(wǎng)筋間距較小，因而箍筋的影響較為有限，為簡(jiǎn)化計(jì)算，只考慮橫向網(wǎng)筋和RPC的約束作用，忽略箍筋的約束作用。

Mander和Priestley的拱作用理論[21]指出，對(duì)于方形截面柱，箍筋的約束作用是通過縱橫向的拋物線型拱作用傳遞到混凝土上的。為簡(jiǎn)化計(jì)算，文中只考慮橫向網(wǎng)筋的約束作用，忽略箍筋的約束作用。

橫向網(wǎng)筋提供的有效約束率為

(1)

式中：Aew為橫向網(wǎng)筋有效約束面積；x′、y′為原柱搗角后的截面高度和寬度，x′=b-2r,y′=h-2r，r為搗角圓弧半徑；Ac為原柱搗角后橫面混凝土凈面積，Ac=bh-4(4-π)r2-As，其中As為原柱縱筋總截面面積。

由橫向網(wǎng)筋提供的沿截面高度h方向和截面寬度b方向的有效約束應(yīng)力分別為

(2)

(3)

式中：Ahw為閉合式雙肢橫向網(wǎng)筋截面面積之和;fhw為橫向網(wǎng)筋的抗拉強(qiáng)度。

3.2.2 RPCRM柱承載力計(jì)算公式

參考高性能水泥復(fù)合砂漿鋼筋網(wǎng)薄層二次受力加固RC偏壓柱承載力計(jì)算方法[20]，同時(shí)考慮RPC直接承載和其約束作用的影響，進(jìn)行RPCRM柱承載力計(jì)算公式的推導(dǎo)?？紤]加固層RPC及鋼筋網(wǎng)對(duì)承載力的貢獻(xiàn)，計(jì)算模型見圖8。

圖8 RPCRM柱計(jì)算模型Fig.8 RPCRM column calculation model

RPCRM柱的承載力計(jì)算公式為

(4)

(5)

3.2.3 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

為了驗(yàn)證RPCRM柱的大偏壓極限承載力計(jì)算公式的有效性，將本次試驗(yàn)的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，結(jié)果見表4。通過表4可知，計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，誤差在15%以內(nèi)，表明所推導(dǎo)的計(jì)算公式可應(yīng)用在RPCRM柱的大偏壓極限承載力計(jì)算中。

表4 試驗(yàn)承載力及計(jì)算承載力Table 4 Test bearing capacities and calculated bearing capacities

4 結(jié) 論

(1)與未加固試件相比，采用RPC鋼筋網(wǎng)薄層加固鋼筋混凝土偏壓柱，能有效提高柱的承載力和延性，兩者最高提高幅度可達(dá)233%和155%。

(2)RPCRM柱的加固效果與加固層鋼筋網(wǎng)配筋率顯著相關(guān)，與試件Z-S100-P0.5相比，試件Z-S50-P0.5開裂荷載和極限荷載顯著提高，位移延性系數(shù)則有一定降低。結(jié)果表明，隨著加固層鋼筋網(wǎng)配筋率的提高，可以延緩裂縫的出現(xiàn)，提高承載力，但可能對(duì)試件延性有一定的影響。

(3)當(dāng)初始荷載水平小于0.8P0時(shí)，初始荷載水平對(duì)RPCRM柱的承載力及延性影響較小，表明RPC鋼筋網(wǎng)薄層加固法適用于負(fù)載下的鋼筋混凝土偏壓柱的加固。

(4)基于試驗(yàn)結(jié)果和理論分析，給出了RPCRM柱的承載力計(jì)算公式，計(jì)算值與試驗(yàn)值誤差符合工程精度要求，可為工程實(shí)際應(yīng)用提供參考。