高强钢绞线网/ECC加固RC柱小偏心受压性能研究

王新玲， 赵要康， 王利超， 罗鹏程， 范家俊

（郑州大学 土木工程学院，河南 郑州 450001）

钢筋混凝土（RC）柱是竖向受压结构的重要组成部分，然而，由于受长期服役产生损伤、结构功能变化、设计标准和安全储备性能提高等因素的影响，需对既有RC柱进行增强加固.近年来，纤维水泥基复合材料（ECC）因其优良的变形性能、抗裂性能及耐久性等［1-2］已被逐渐应用于RC柱的增强加固［3］.但单一ECC材料仍存在抗拉强度偏低的不足，国内外学者通过增强材料（纤维增强复合材料FRP、钢筋网等）来提高其工作性能，并应用于RC柱的增强加固以提升其整体性能.Al-Gemeel等［4］将玄武岩纤维增强复合材料（BFRP）增强ECC用于约束混凝土柱，有效提高了其承载能力及延性.袁超［5］对钢筋网增强ECC加固RC柱进行了偏心受压试验，提出了钢筋网增强ECC加固RC偏压柱承载力的计算方法.此外，高强钢绞线与FRP相比具有更优的经济性，与普通钢筋相比具有更高的强度，因此，部分学者将钢绞线与聚合物砂浆组合应用于增强加固RC构件.Zhao［6］将钢丝网增强改性高强砂浆用于混凝土柱的加固，有效提高了其承载能力、变形能力和耗能能力.孙延华等［7］对钢筋/钢丝网砂浆加固RC梁进行了抗剪试验研究，给出了加固梁抗剪承载力和斜裂缝宽度的计算公式.

综上所述，研究团队结合ECC和高强钢绞线的优点，提出了一种能充分发挥两者优势的新型复合材料：高强钢绞线网/ECC（HSME）.材料研究表明其具有优异的力学性能［8-11］，高强钢绞线与ECC可很好地协同工作，具有更高的抗拉强度、变形能力及裂缝分散控制能力.为将该材料应用于既有混凝土结构工程加固中，有效提升加固结构的整体性能，并解决RC小偏心受压柱脆性破坏及耐久性不足等问题，本文提出将高强钢绞线网/ECC用于加固RC小偏心受压柱，并通过试验研究其受压性能.

1.1 试件设计

本试验共制作了5根RC柱，其尺寸和截面配筋如图1所示，其中混凝土强度等级为C40，纵筋和箍筋强度等级均为HRB400.试件参数见表1.因加固后柱截面尺寸大于未加固柱，初始偏心距采用相对初始偏心距e0/h（e0为轴向力作用点对截面重心的偏心距；
h为加固后柱截面高度）.表1中：d为钢绞线公称直径；
s为横向钢绞线间距；
n为受拉（压）侧纵向钢绞线根数；
ρw为纵向钢绞线配筋率.

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

表1 试件参数Table 1 Parameters of specimens

1.2 加固方案设计

参考GB 50367—2013《混凝土结构加固设计规范》，RC柱采用四面围套的外加层构造方式（见图2），外侧布置高强钢绞线网，横向钢绞线在纵向钢绞线内侧.其中，横向钢绞线缠绕RC柱一周并在两端采用铝环连接，即将钢绞线两端伸入到铝环的2个孔内进行搭接，形成对混凝土的横向有效约束作用.受拉（压）侧纵向钢绞线在柱两端弯折90°至柱顶和柱底进行锚固，对于实际既有结构中的框架柱可以采用植筋法［12］进行锚固.

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

加固施工工艺参考JGJ 337—2015《钢绞线网片聚合物砂浆加固技术规程》，首先对RC柱表面进行凿毛处理，将4条侧棱打磨成半径15 mm的圆弧，对受拉（压）侧进行刻槽处理；
然后进行高强钢绞线网绑扎，张拉预紧后进行锚固；
接着清洗表面并喷洒界面剂；
最后采用分层的方式进行ECC浇筑并养护.ECC加固柱除未在RC柱外侧布置高强钢绞线网外，其加固方式与HSME加固RC柱一致.

1.3 材料性能试验

浇筑RC柱的同时制备边长150 mm的混凝土立方体试块，实测其抗压强度均值为45.9 MPa.试验所用纵筋和箍筋屈服强度分别为448、467 MPa，极限抗拉强度分别为654、678 MPa.钢绞线实测截面面积为2.83 mm2，抗拉强度为1 546.5 MPa，弹性模量为128 GPa，极限拉应变为2.9%.ECC中聚乙烯醇（PVA）纤维体积分数为2%，其余配合比（以水泥质量计）见表2，所用细砂粒径不大于74 μm，PVA纤维性能见表3.ECC力学性能见表4.

表 2 ECC配合比Table 2 Mix proportion of ECC

表 3 PVA纤维性能Table 3 Properties of PVA fibers

表 4 ECC力学性能Table 4 Mechanical properties of ECC

1.4 试验加载和量测方案

本试验采用荷载分级控制在5 000 kN压力试验机上进行加载，如图3所示.正式加载前，先对试件进行预加载，以确保试验装置处于正常工作状态，然后进行正式加载.达到极限荷载后，持续加载直至破坏或承载力降至峰值荷载的70%.

图3 试验加载装置示意图Fig.3 Schematic of test setup

试验中通过力传感器对荷载进行监控，采样频率为2次/s.在试件弯曲平面内沿高度方向在顶部、中部、底部布置位移计（LVDT）来测量其侧向挠度，在试件受拉（压）侧中部沿纵向粘贴应变片来测量ECC（混凝土）拉压应变，在试件跨中侧面等间距粘贴5个应变片来测量其跨中截面应变，在纵筋中部延纵向粘贴应变片来测量其拉压应变.

2.1 未加固RC柱

加载前期，未加固RC柱试件RC-C表面基本无变化.加载至峰值荷载的90%左右时，在受压侧出现竖向裂缝，并伴随明显混凝土碎裂声，距RC柱底部约30 cm处出现裂缝，并随即向支座方向斜向开展.当荷载达到峰值荷载时，RC柱根部受压侧混凝土压碎，部分纵筋受压屈曲，承载力急剧下降，破坏无明显征兆，为典型的小偏心受压脆性破坏（见图4）.

图4 未加固RC柱的破坏形态Fig.4 Failure pattern of RC-C

2.2 ECC加固RC柱

当加载至峰值荷载的25%左右时，ECC加固RC柱试件ECC-RC受拉侧出现细微水平裂缝，宽度为0.01 mm.继续加载，受拉侧出现新裂缝且原有裂缝不断发展.当加载至峰值荷载的80%左右时，受压侧顶部出现竖向裂缝，伴随ECC中纤维拉拔断裂的“咝咝”声.达到峰值荷载时，受压侧最大裂缝宽度为0.25 mm.随后荷载缓慢下降，裂缝明显变宽，当降至峰值荷载的80%左右时，受压侧顶部ECC被压碎，此时试件ECC-RC的跨中侧向挠度为5.09 mm.而未加固RC柱在混凝土压碎时的跨中侧向挠度为3.16 mm.这说明ECC加固RC柱呈现出较为明显的挠曲变形，表现出一定的延性破坏特点，且受压区ECC损伤破坏面积明显大于受拉区（见图5）.

图5 ECC加固RC柱的破坏形态Fig.5 Failure pattern of ECC-RC

2.3 HSME加固RC柱

在小偏心荷载作用下，3组HSME加固RC柱的破坏形态类似，因此仅列举试件HSME-RC1的破坏形态，如图6所示.当荷载达到峰值荷载的25%左右时，试件HSME-RC1受拉侧中部出现数条水平细微裂缝，宽度为0.01 mm.继续加载，裂缝数量增多，宽度基本无变化.当加载至峰值荷载的80%左右时，受压侧开始出现竖向裂缝，此时受拉侧最大裂缝宽度增大至0.07 mm.继续加载，受压侧裂缝不断出现，裂缝宽度增加缓慢，表面裂缝分布具有明显密而细的特点.当荷载达到峰值荷载时，受压侧最大裂缝宽度为0.20 mm，满足GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》中对混凝土结构正常使用极限状态下裂缝宽度的要求.此时，伴随有ECC内纤维拉拔断裂的“咝咝”声.之后，随着荷载的缓慢下降，试件变形明显增大，裂缝明显变宽.当荷载降至峰值荷载的75%左右时，受压侧底部ECC被压碎，且可听到钢绞线的拉断声，破坏过程发展缓慢.HSME加固RC柱在ECC压碎时的跨中侧向挠度为6.93～7.69 mm，而ECC加固RC柱在ECC压碎时的跨中侧向挠度为5.09 mm，较ECC加固RC柱有更大的挠曲变形，表现出更为明显的延性破坏特点，且受压区压碎面积明显大于受拉区.

图6 试件HSME-RC1的破坏形态Fig.6 Failure pattern of specimen HSME-RC1

2.4 HSME加固RC柱受力机理和破坏模式分析

各加固RC柱的裂缝分布如图7所示.由图7可见：在小偏心荷载作用下，HSME加固RC柱受拉区面积较小，受拉侧HSME加固层承担了较多的拉力，出现细微裂缝，但ECC中短纤维尚未被拉断，依然可以承担拉力，达到峰值荷载时最大裂缝宽度仅为0.07 mm；
HSME加固层内的高强钢绞线网与ECC协同工作，可更好地限制裂缝的开展，因此HSME加固RC柱受拉侧的裂缝数量和长度明显小于ECC加固RC柱；
HSME加固RC柱受压侧压应变和压应力较大，由HSME加固层与RC柱共同承担，达到峰值荷载时，受压侧加固层出现竖向裂缝、并被压碎.从HSME加固RC柱整体受力角度分析，随着核心混凝土横向膨胀变形的增大，HSME加固层对核心混凝土产生套箍效应，为受压区混凝土提供了有效的侧向约束，既延缓了受压侧加固层和核心混凝土接触面剥离的产生，又起到了明显提高其承载力的作用.

图7 各加固RC柱的裂缝分布Fig.7 Crack distribution of strengthened RC columns

对比图7（a）、（b）、（c）可知，当相对初始偏心距相同时，HSME加固RC柱的表面裂缝分布较ECC加固RC柱更加均匀、细密，说明高强钢绞线网能有效改善裂缝分布形态，HSME加固RC柱整体性能更好.对比图7（b）、（c）可知，纵向钢绞线配筋率的改变对试件受拉侧表面裂缝分布影响较大，纵向钢绞线配筋率越大，试件受拉侧表面裂缝分布越均匀、间距越小，对受压侧影响越小.对比图7（b）、（d）可知，相对初始偏心距越大，试件受拉侧表面裂缝越多、宽度越大.ECC加固RC柱的破坏模式为受压侧混凝土和ECC被压碎，损伤较重，而3根HSME加固RC柱的破坏模式均为受压侧出现竖向主裂缝、ECC和混凝土被压碎，损伤较轻，说明HSME加固RC柱的整体性能更好.

将所有试件均加载至极限破坏状态，得到的主要试验结果见表5.表5中：Ncr为开裂荷载；
Np为峰值荷载；
ncr、np分别为加固RC柱开裂荷载、峰值荷载相对于未加固RC柱开裂荷载、峰值荷载的增加率；
Δy为屈服挠度，取荷载-跨中侧向挠度曲线上屈服点所对应的挠度，屈服点采用文献［13］中最远点法确定；
Δu为极限挠度，取荷载降至峰值荷载的75%时所对应的跨中侧向挠度；
μ为延性系数；
β为加固RC柱延性系数相对于未加固RC柱延性系数的增加率.

表5 主要试验结果Table 5 Main test results

3.1 开裂荷载

由表5可知：ECC加固RC柱的开裂荷载较未加固RC柱提高了86.7%，证明了ECC优异的抗拉性能；
HSME加 固RC柱 试 件HSME-RC1和HSME-RC2的开裂荷载较未加固RC柱分别提高了100.0%、113.3%，较ECC加固RC柱分别提高了7.1%、14.3%.这主要是因为HSME内布置有高强钢绞线网，其开裂应变和开裂应力明显优于ECC［10］，进一步说明HSME加固层能更有效地抑制裂缝的产生.但由于试件发生开裂时竖向和横向变形均较小，钢绞线应变较小，因此HSME加固RC柱开裂荷载较ECC加固RC柱开裂荷载的提升幅度有限.

3.2 峰值荷载

由 表5还 可 知，HSME加 固RC柱 试 件HSME-RC1和HSME-RC2的峰值荷载较未加固RC柱分别提高了99.8%、108.0%，较ECC加固RC柱分别提高了37.6%、43.3%.基于试验分析可知，当加固RC柱达到峰值荷载时，核心混凝土发生了较大横向膨胀变形，HSME加固层内布置的横向钢绞线可为核心混凝土提供更有效的约束，起到明显提高试件承载力的作用.而仅ECC加固时约束作用较小，因此ECC加固RC柱的峰值荷载低于HSME加固RC柱.对比试件HSME-RC1和HSME-RC2可知，纵向钢绞线配筋率的变化对试件峰值荷载影响较小，分析其原因：本试验中试件偏心距较小，受拉侧钢绞线所受拉应力较小，此外纵向钢绞线面积变化较小（每根仅为2.83 mm2，2根仅5.66 mm2），因此其对峰值荷载的影响不大.对比试件HSME-RC1和HSME-RC3可知，相对初始偏心距越大，试件峰值荷载越小.

3.3 荷载-应变曲线

各试件荷载-ECC（混凝土）应变曲线如图8（a）所示.由图8（a）可见：在加载初期，各试件ECC（混凝土）应变较小，随荷载增大而大致呈线性增长；
当荷载接近峰值荷载时，曲线逐渐趋于平缓，应变开始快速增加；
相同荷载下，HSME加固RC柱的ECC应变明显低于ECC加固RC柱，说明HSME加固层能有效延缓试件开裂和ECC（混凝土）的损伤.

图8（b）绘出了各试件荷载-钢筋应变曲线.由图8（b）可见：对于离轴压力较近的受压侧纵筋，在达到屈服之前，其应变基本保持线性增长，在屈服之后，荷载增长缓慢，其应变进入屈服台阶、迅速增长；
而另一侧纵筋均未达到受拉（受压）屈服；
相对初始偏心距较小的试件HSME-RC1和HSME-RC2，离轴压力较远一侧的纵筋亦处于受压状态（未加固RC柱处于受拉状态），这说明HSME加固后试件截面面积增大，该侧纵筋到受拉边缘的距离增大而处于受压状态；
在相同荷载下，相比未加固RC柱和ECC加固RC柱，HSME加固RC柱的纵筋压应变较小，进一步说明HSME加固层对小偏心受压柱承载力有提高作用.

图8 荷载-应变曲线Fig.8 Load-strain curves

3.4 荷载-跨中侧向挠度曲线

各试件的荷载-跨中侧向挠度曲线如图9所示.由图9可见：加固RC柱在加载初期，挠度很小；
而开裂后，其挠度增长速率变快；
当达到峰值荷载时，荷载开始缓慢下降，挠度则快速增长直到破坏，整个下降段较平缓；
在相同荷载下，加固RC柱的跨中侧向挠度明显小于未加固RC柱，这是因为加固层增大了试件的刚度，所以加固RC柱的挠曲变形减小；
HSME加固RC柱的下降段较未加固RC柱和ECC加固RC柱更为平缓，说明前者变形及耗能能力明显提高，表现出良好的延性破坏特征，而且其残余强度更高，约为峰值荷载的70%～80%.分析原因：该阶段受压侧ECC加固层竖向裂缝明显变宽、并逐渐被压碎，导致其对受压区核心混凝土的约束作用明显降低；
而HSME加固层内布置的横向钢绞线网的约束作用愈加明显，直至拉断，因此，HSME加固层能更有效地提升RC柱的变形能力.

图9 荷载-跨中侧向挠度曲线Fig.9 Load vs. mid-span lateral deflection curves

3.5 延性分析

试件延性通过延性系数μ来衡量，其计算式［14］如下：

延性系数计算结果见表5.由表5可见，当采用相同的相对初始偏心距时，HSME加固RC柱的延性系数较未加固RC柱提高了75.9%～77.8%，较ECC加固RC柱提高了17.3%～18.6%，说明HSME加固层能更加显著地改善RC小偏心受压柱的延性.分析原因，在小偏心荷载作用下，HSME加固RC柱中核心混凝土发生了较大的横向膨胀变形，HSME加固层内的横向钢绞线对核心混凝土提供了有效约束，且HSME加固层未与混凝土界面发生剥离，因此试件延性得到提高.对比试件HSME-RC1和HSME-RC2可知，纵向钢绞线配筋率的变化对试件延性影响较小.对比试件HSME-RC1和HSME-RC3可知，相对初始偏心距越大，试件延性越好.

3.6 HSME加固层作用机理分析

基于试验数据绘出HSME加固RC柱试件HSME-RC1的跨中截面应变分布，如图10所示.由图10可知：试件HSME-RC1在小偏心荷载作用下，受拉侧应变较小，且随着荷载的增加，应变增幅较小，ECC最大拉应变为645 μm/m；
受压侧应变随着荷载的增加而迅速发展，当加载达到峰值荷载的50%时，ECC压应变为780 μm/m，达到峰值荷载时，ECC压应变为2 202 μm/m.整个受力过程中，随着荷载的增大，中和轴（截面应变为0）逐渐向受压较大侧移动，截面平均应变大致呈线性分布，跨中截面应变分布基本符合平截面假定.

图10 试件HSME-RC1的跨中截面应变分布Fig.10 Strain distribution at mid-span section of specimen HSME-RC1

基于试验结果及受力分析，得到HSME对RC柱的加固机理为：（1）随着核心混凝土的横向膨胀变形增大，HSME加固层可有效约束核心混凝土，使受压区核心混凝土处于三向受压状态，使其抗压强度和延性明显增加，同时使受拉区核心混凝土处于双向受压、一向受拉状态.小偏心受压柱承载力主要依靠受压区，因此HSME加固RC柱的承载力较未加固RC柱大幅度提高.（2）受拉侧HSME加固层参与受拉，受压侧HSME加固层参与受压，由于HSME加固层与混凝土界面黏结牢固，未发生滑移、剥离等情况，二者协同工作性能良好，因此加固RC柱受力性能得到明显提高.

（1）HSME加固RC柱在小偏心受压过程中，裂缝细而密.HSME加固层与核心RC柱混凝土协同工作性能良好，未出现滑移、剥落等情况.破坏前，受压区ECC出现竖向裂缝，随荷载缓慢下降，ECC和部分混凝土被压碎，具有明显的预兆，表现出了良好的延性破坏特征.

（2）当采用相同的相对初始偏心距时，与未加固RC柱相比，HSME加固RC柱的开裂荷载提高了100.0%～113.3%、峰 值 荷 载 提 高 了99.8%～108.0%、延性提高了75.9%～77.8%；
与ECC加固RC柱相比，HSME加固RC柱的开裂荷载提高了7.1%～14.3%、峰值荷载提高了37.6%～43.3%、延性提高了17.3%～18.6%.

（3）相同荷载下，HSME加固RC柱中ECC应变和纵筋压应变均小于ECC加固RC柱.HSME加固RC柱相对初始偏心距越大，其峰值荷载越小，延性越好.

（4）HSME加固层可为核心混凝土提供有效的约束，使受压区核心混凝土处于三向受压状态，其抗压强度和延性系数明显增加，同时HSME加固层可以和核心RC柱一起承担偏心力，显著提高HSME加固RC柱的整体受力性能.

猜你喜欢延性钢绞线高强等值张拉法在钢绞线斜拉索施工中的应用探析安徽建筑(2022年3期)2022-04-01有关叠合梁斜拉桥挂索与桥面板安装同步进行施工方案研究科技信息·学术版(2021年18期)2021-10-25基于ADAMS的钢绞线收卷动力学仿真分析*机械研究与应用(2020年5期)2020-11-18安徽省《高延性混凝土应用技术规程》解读安徽建筑(2020年3期)2020-04-17高强钢BS700MC焊接工艺性分析及验证金属加工(热加工)(2020年12期)2020-02-06基于强震动数据的等强度延性谱影响因素分析地震研究(2019年4期)2019-12-19看谁法力更高强童话世界(2018年8期)2018-05-19矩形钢管截面延性等级和板件宽厚比相关关系浙江大学学报（工学版）(2016年2期)2016-06-05钢绞线锚入式预制砼框架节点构造及试验浙江大学学报（工学版）(2016年2期)2016-06-05回火Q690高强钢生产工艺研究新疆钢铁(2016年3期)2016-02-28