预应力钢带-外包钢复合加固混凝土短柱循环轴压性能研究

2022-11-07王梓旋王亨谢剑

特种结构 2022年5期

关键词：包钢钢带预应力

王梓旋王亨谢剑，3

1.天津大学建筑工程学院 300350

2.天津大学建筑设计规划研究总院有限公司 300350

3.北京市既有建筑改造工程技术研究中心天津分中心 300350

引言

随着我国城镇化率的提高，我国进入了新建与加固并重的阶段。在钢筋混凝土柱的加固工程中，对混凝土柱进行横向主动约束，可使其提前处于三向受压状态，有效克服约束材料应变滞后问题，充分发挥混凝土材料的力学性能［1］。目前，国内外学者提出了预应力钢带［2］、预应力钢绞线［3］、预应力钢箍［4］和预应力FRP［5］等主动预应力约束加固技术。研究表明［6］，用约束材料缠绕钢筋混凝土柱来提高承载力，其提高程度是有限的，但可以显著约束混凝土的横向变形，提高其变形能力和延性。预应力钢带-外包钢复合加固法在预应力钢带加固法的基础上引入外包钢，进一步提升承载能力，实现了承载力和延性双向提升的高效加固。复合加固作为一种适合应用于抗震区的加固方式，其在循环荷载下的性能研究也显得尤其重要。本文以不同加固方式和钢带间距为研究参数，通过试验研究了预应力钢带-外包钢复合加固混凝土短柱在循环轴压荷载作用下的力学性能。

1 试验概况

1.1 试件设计

共设计了10 个短柱试件，其中5 个单调加载（Z），5 个循环加载（R）。Z0／R0 为未加固试件，Z1／R1 为预应力钢带加固试件，Z2 ～Z4 和R2 ～R4 为复合加固试件。研究参数包括：不同的加固方式和钢带间距（C）。试件编号及详细参数见表1。混凝土柱的尺寸均为150mm×150mm×550mm；所用钢带的宽度为32mm，厚度为0.9mm；所用外包钢壁厚为3mm。混凝土设计强度等级为C30，在浇筑混凝土柱的同时预留6个边长为100mm 的立方体试块，将其与混凝土柱在同一条件下自然养护。混凝土立方体试块抗压强度平均值为36.28MPa。通过万能拉伸试验机对钢带和外包钢的拉伸性能进行测试，实测结果见表2。

表1 各试件详细设计参数及主要试验结果Tab.1 Detailed design parameters and main test results of specimens

表2 钢带及外包钢拉伸试验结果Tab.2 Tensile test results of steel strip and external steel frame

1.2 复合加固流程

加固流程如下：

（1）试件倒角处理：为了优化预应力的施加，通过切割机和角磨机进行半径为30mm 的倒角处理。

（2）放置外包钢：将弧形外包钢放置在柱边4 个倒角处，并用皮筋进行临时固定。

（3）张拉钢带及锚固：由气泵提供动力，通过拉紧器和锚固器进行钢带的张拉及锚固。

1.3 预应力测量

试验中通过气泵气压值的大小来控制预应力施加的大小，测试发现本试验气泵压力值在使用过程中恒定在0.8MPa。在试验前，对钢带预拉应变进行测量，测量方法为在同一条钢带上粘贴3 个应变片，在张拉过程中进行应变采集。试验发现，钢带平均预应力比为0.31，见表3。

表3 初始预拉应变和预应力比Tab.3 Initial pretension strain and prestress ratio

1.4 加载装置及测量装置

试验在天津大学结构实验室5000kN 电液伺服压力试验机上进行。柱子竖向位移通过百分表测量试验机顶底板相对位移得到。试验开始前，将高强石膏涂抹在已打磨过的柱端，并施以一定压力至高强石膏硬化，以保证试件为全截面均匀受压。

1.5 加载制度

试件Z0 ～Z4 采用单调位移加载，直至试件破坏，加载速率为0.5mm／min。试件R0 ～R4 采用单次循环加载，加载阶段采用等位移加载，每级加载0.5mm（R0 每级加载0.25mm），加载速率为0.5mm／min；卸载阶段采用力控制，卸载速率为10kN／s，在荷载为5kN时停止。

2 试验现象

2.1 未加固柱破坏

未加固混凝土柱试件R0 组在循环加载初期没有明显的变化，循环加载到峰值荷载的50%～70%时，在柱中部出现细小微裂缝；之后随着加载等级的增加，裂缝向两端延伸；到达峰值荷载后一个循环内斜裂缝贯通，荷载快速下降。破坏结果如图1b所示。

2.2 预应力钢带加固柱破坏

预应力钢带加固混凝土柱试件R1 组在循环加载初期没有明显的变化；加载到峰值荷载时，中间钢带间未约束区方柱角部混凝土小面积裂缝开展，随后经过2 ～3 个循环，中部未约束区裂缝开展，随后成片碎裂，最终被挤压破碎，钢带断开试验结束。破坏过程和结果如图1d所示。

2.3 复合加固柱破坏

复合加固试件在加载前中期的现象基本相同：加载初期无明显现象，荷载上升阶段伴随着钢带拉紧发出的响声，加载到峰值荷载左右混凝土出现微裂纹。根据加载后期钢带和外包钢的破坏顺序以及试件最终破坏形态，可以将试件分为以下两类：（1）R2 试件在钢带之间的外包钢先发生了明显的局部的屈曲外凸，然后钢带断开，混凝土压碎；（2）R3 和R4 试件在加载后期钢带断开之前外包钢未发现明显的屈曲外凸，钢带断开后外包钢局部屈曲外凸，混凝土被压碎。复合加固试件破坏照片以R3 为例，如图1f所示。

此外，单调加载试件的最终破坏模式与对应的循环加载试件类似，见图1a、1c和1e所示。

图1 试件典型破坏模式Fig.1 Failure modes of specimens

3 试验结果及分析

通过分析不同试件的荷载-位移曲线，研究不同试验参数对加固效果的影响规律。各试件的主要试验结果如表1 所示。

3.1 荷载-位移曲线

图2 给出了所有试件的荷载-位移曲线以及循环加载工况下的包络线，各试件具有部分相同的循环加载特征。在加载初期，试件处于弹性阶段，试件总体变形较小，卸载后的残余变形也较小，加载时曲线斜率变化较小。弹塑性工作阶段，加载时曲线的斜率随加载位移的增大而减小，卸载后的残余变形不断增大。随着位移进一步增大，试件进入塑性阶段，位移迅速增大，变形恢复较小。

从图2 可以看出，循环加载下的荷载位移曲线包络线与相应的单调轴压下荷载-位移曲线基本吻合，表明不同加载方式对加固效果的影响很小，复合加固的抗震性能良好。对于预应力钢带加固组R1，钢带对核心混凝土有效的侧向约束，限制了混凝土竖向裂缝的延伸和开展；预应力的施加，可以主动约束核心混凝土，进一步促使竖向裂缝宽度减小和弥合。所以R1 试件的峰值荷载和峰值位移与R0 相比有所增加。对于复合加固组R2 ～R4，预应力钢带的作用下，混凝土和外包钢在加载前期能够协同受力，外包钢提供全截面的侧向压力，在加载中期减小了钢带间未约束区的破坏，试件的峰值荷载和峰值位移进一步提高。

对比图2a、2b、2d，循环荷载作用下，从承载力提升幅度来看，预应力钢带加固提升了38%，复合加固提升了81%；从峰值位移提升幅度来看，预应力钢带加固提升了59%，复合加固提升了103%。对于复合加固试件来说，外包钢承受了一部分荷载且对钢带的约束力起到了分散作用，大大提升了试件的承载能力和变形能力。对比图2c、2d、2e 曲线，钢带间距分别为100mm、75mm和50mm 时，试件的峰值荷载分别提高65%、81%和101%，试件的峰值位移分别提升64%、103%和154%。减小钢带间距有利于对外包钢和混凝土形成更强的约束，从而提升试件的承载力和变形能力。

根据图2 曲线中的共同特征，图3 表明了典型的循环荷载-位移曲线及其包络线，并指出其中的关键参数，以便于后续的结果分析。图3中，当加载到A点（Δun，Pun）时卸载，卸载至B点时，残余变形为Δca；再加载至上一级位移加载等级C点（Δun，Pnew），最后加载至新的位移加载等级D 点（Δre，Pre），完成一个卸载-加载循环。

图2 荷载-位移曲线Fig.2 Load-displacement curves

图3 循环荷载-位移曲线中关键参数Fig.3 Key parameters in load-displacement curves

3.2 残余变形

残余变形（Δca）是卸载曲线与位移坐标轴的交点（图3 中B点）所对应的位移。为保证试验机轴力的稳定性，避免试验机上顶板与试件脱开，本试验卸载阶段荷载仅卸载至5kN，为方便取值，本文将卸载荷载为5kN时所对应的位移取为残余变形。本试验中每个试件的残余变形与卸载点位移之间的关系曲线如图4 所示。通过图4a可以看出：卸载点位移在2mm 左右时，未加固试件R0 对应的残余变形为1.23mm，预应力钢带加固试件R1 对应的残余变形为0.84mm，复合加固试件Z3 对应的残余变形为0.69mm。与未加固柱相比，相同卸载位移下，加固柱的残余变形明显减小，预应力钢带的存在有利于试件的变形恢复，减小混凝土的塑性变形。从图4b 可以看出：从残余变形来看，相同卸载位移下，不同钢带间距的残余变形相差不大，说明改变钢带间距对混凝土塑性应变的影响不大。

图4 残余变形与卸载点位移关系Fig.4 Relationship between residual deformation and unloading point displacement

3.3 承载力退化

承载力退化反映结构累积损伤，是结构抗震性能的重要指标［7］。本文承载力退化系数αi按式（1）计算：

从图2 荷载-位移曲线可以看出，当试件完成一次循环加卸载后再加载至上一次循环的卸载点时，荷载会有所降低，这与混凝土在循环荷载作用下的强度退化密切相关。本试验中每个试件的承载力退化与卸载点位移之间的关系曲线如图5所示。从图5a 可以看出，未加固试件R0 随着卸载位移的增加，混凝土柱的强度衰减越来越严重，表现在承载力退化系数随着卸载位移的增大而减小，这表明随着卸载位移的增加，混凝土中旧的裂缝不断扩张，新的裂缝不断产生，混凝土损伤累积加大导致承载力下降更快；预应力钢带加固试件R1 由于预应力钢带的约束作用，限制了裂缝的开展且促进了裂缝的弥合，后期的承载力退化系数有所增加；复合加固试件R3 由于外包钢对钢带应力的分散作用，使得混凝土侧向类似于全截面受压，进一步减小了承载力的退化。从图5b 可以看出，钢带间距减小，试件加载后期的承载力退化呈现减轻的趋势。

图5 承载力退化与卸载点位移关系Fig.5 Relationship between bearing capacity degradation and unloading point displacement

3.4 刚度退化

刚度退化可反映混凝土内部的损伤程度及其损伤演化过程［8］。为简化计算，假定卸载点A与塑性应变点B之间的割线斜率为卸载刚度：

本试验中每个试件的刚度退化与卸载点位移之间的关系曲线如图6 所示。从图6a 可以看出，复合加固试件由于外包钢的引入增加了前期刚度，而且在整个位移加载过程中刚度退化速度较为缓慢，复合加固表现出良好的延性。从图6b可以看出，钢带间距减小，试件的后期刚度退化速度有所放缓。钢带间距减小，试件的延性增大，表现出良好的后期性能。