织物增强HDC 加固砖柱受压性能试验研究

2023-06-03邓明科胡娴李彤张聪郭莉英

湖南大学学报（自然科学版） 2023年5期

邓明科，胡娴，李彤†，张聪，郭莉英

（1.西安建筑科技大学土木工程学院，陕西西安 710055；2.结构工程与抗震教育部重点实验室（西安建筑科技大学），陕西西安 710055；3.中国瑞林工程技术股份有限公司，江西南昌 330031）

纤维编织网增强砂浆（Textile Reinforced Mortar，TRM）是以多轴连续纤维和水泥基材料复合形成的纤维增强材料［1］，具有多裂缝开展和拉伸应变硬化等特性［2］.由于TRM 基体采用无机水泥基材料，可有效避免纤维增强复合材料（Fiber Reinforced Polymer，FRP）使用有机环氧树脂带来的缺陷.近年来，TRM已被用于砌体结构加固修复领域.Fossetti 等［3］对比分析了TRM 和FRP 约束砌体柱的抗压性能，结果表明，与TRM相比，FRP的约束作用能够更有效地提高砌体柱的承载力和变形能力，但FRP 约束试件具有脆性破坏特征；万成霖等［4］以纤维层数和倒角半径为主要变量，研究了玄武岩网格增强砂浆加固砌体柱在轴心荷载作用下的受力机理和变形性能，结果表明加固面层可大幅度提高试件的承载能力和延性.此外，其他学者研究了截面尺寸、基体类型、纤维网格种类和层数、偏心率等因素对TRM 约束砌体柱受压性能的影响［5-8］.

但TRM 也存在一定的缺陷，如基体与网格的黏结性能较差，网格在基体中发生滑移，利用率偏低；基体开裂后不再传递荷载，裂缝附近的纤维网格与基体界面会因应力集中而发生脱黏失效；正常使用极限状态下裂缝宽度大等［9］.近来，有研究指出，在TRM 中掺入短纤维可有效控制裂缝间距和裂缝宽度，改善纤维网格与基体之间的黏结性能，提升复合材料的强度和延性［10-11］.

高延性混凝土（Highly Ductile Concrete，HDC）是一种具有高抗裂性能、应变硬化特性的纤维增强水泥基材料.本课题组前期进行了HDC 加固砌体墙抗震性能［12-13］及HDC 加固砖柱受压性能试验研究［14］，结果表明HDC 与砌体结构有良好的黏结性能，HDC可提高砌体结构的承载力和耐损伤能力.

为改善TRM 基体的缺陷，综合纤维网格高强度、耐腐蚀与HDC 高延性、高韧性的优势，本课题组提出以高延性混凝土作为TRM 的基体，形成一种新型高性能复合材料，即纤维网格高延性混凝土（Textile Reinforced Highly Ductile Concrete，TRHDC）［15］.前期进行了TRHDC 单轴拉伸性能的试验研究，结果表明掺入聚乙烯醇（PVA）短纤维可以改善开裂形态，提高TRHDC 的拉伸强度和变形能力，提高纤维网格利用率.并且已将TRHDC应用于砌体墙的平面内抗剪加固［16］和平面外抗弯加固［17］，结果表明试件的变形能力、承载力、耗能能力均有提高.

为探索TRHDC 对砖柱的约束效果，本文通过单调静力加载试验，研究不同加固方式、纤维网格种类及层数、偏心距等因素对约束砖砌体短柱受压性能的影响；分析了现有应力和应变计算模型的适用性，对于TRHDC 在砌体结构加固领域的应用具有一定的指导意义.

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

试验共设计了8组砖柱，每组包含3个相同的试件，试件设计尺寸为240 mm×370 mm×720 mm.为了避免角部应力集中，对所有试件进行倒角处理，倒角半径r=20 mm；试件的加固层在上下两端均设置 10 mm 的间隙［18］，使得加固层不直接承受竖向荷载.加固面层中的纤维网格采用片状搭接方式［5］，搭接长度为砖柱的短边边长.试件尺寸及加固示意图如图1所示.

图1 试件尺寸及加固示意图（单位：mm）Fig.1 Section details and strengthening of test column（unit：mm）

试验方案见表1.试验以TRHDC 围套加固为主，网格类型包括碳纤维和玻璃纤维，其中玻璃纤维网格层数有2层和3层；并考虑了e=55 mm 和e=110 mm两种加载偏心距；此外，设计了1 组玻璃纤维（Glass Fiber Reinforced Polymer，GFRP）布加固试件.TRHDC加固面层厚度均为15 mm.

表1 试件设计参数Tab.1 Main parameters of specimens

1.2 材料力学性能

1.2.1 砌筑材料

本试验采用MU30 级的烧结普通砖和M2.5 级的砂浆进行现场砌筑.烧结普通砖的尺寸为240 mm×115 mm×53 mm，测得其抗压强度平均值为31.38 MPa；砌筑砂浆的抗压强度平均值为4.04 MPa.

1.2.2 GFRP布

试验采用的GFRP 布和环氧树脂胶的材料性能由厂家提供，具体数据见表2.

表2 材料性能Tab.2 Material properties

1.2.3 TRHDC

TRHDC由高延性混凝土和纤维网格组成.

1）高延性混凝土

本试验采用的高延性混凝土主要成分为：水泥、粉煤灰、精细河砂、水、高效减水剂和1%体积掺量PVA 纤维.采用边长为100 mm 的立方体标准试样测得HDC抗压强度为33.33 MPa.

2）纤维网格

Z6 组试件采用双向碳纤维网格，网格间距为20 mm，单根纤维束横截面积为0.88 mm2；Z4、Z5、Z7、Z8 组试件采用单向玻璃纤维网格，网格间距为5 mm，单根纤维束横截面积为0.08 mm2.纤维网格如图2所示，力学性能参数列于表3.

表3 纤维网格的力学性能Tab.3 Mechanical properties of textiles

图2 试验材料Fig.2 Materials

3） TRHDC单轴拉伸性能

为与砖柱加固面层对应，设计了4 组TRHDC 单轴拉伸试件：G0 表示无纤维网格TRHDC，即HDC 试件，G2、G3 分别表示2 层和3 层玻璃纤维TRHDC 试件，C1 表示1 层碳纤维TRHDC 试件，试件编号见表4.采用350 mm×50 mm×15 mm 的哑铃形试件，试件两端粘贴100 mm 长的碳纤维布进行局部加固，防止端部破坏.选用AC434［19］推荐使用的U 形夹夹具，连接试件至100 kN 万能试验机.夹具形式和加载装置如图3 所示.加载程序采用位移控制模式，加载速度为0.2 mm/min.试件中部安装有引伸计以测量标距段的变形.试验结果见表4.

表4 TRHDC拉伸试验结果Tab.4 Results of tensile test for TRHDC slabs

图3 拉伸试件尺寸及试验装置（单位：mm）Fig.3 Dimension and test setup of tensile sample（unit：mm）

图4 为TRHDC 单轴拉伸试验应力-应变曲线，可以看出，TRHDC 的拉伸变形分为两个阶段.第一阶段为弹性变形阶段，试件上未出现裂缝，曲线的斜率即为材料的刚度；第二阶段表现为多裂缝开展和明显的应变硬化行为，TRHDC 基体中的短纤维和纤维网格的桥联作用使得试件开裂后仍能传递拉应力，G0 组不含纤维网格，基体中的PVA 短纤维能够桥联裂缝，在裂缝处传递拉应力，提高试件的抗拉强度.最终，G0 组基体断裂，G2、G3 组由于玻璃纤维网格拉断，C1 组由于碳纤维网格的滑移，试件达到破坏状态.

图4 拉伸应力-应变曲线Fig.4 Stress-strain curves under tension

1.3 加载方案和测试内容

本试验在5 000 kN 液压伺服试验机上进行，试验加载现场如图5 所示.试验采用等位移连续加载，加载速度为0.5 mm/min，当荷载下降至峰值的85%时认为试件丧失承载力而达到破坏状态，结束加载.对于轴压试件，在试件四侧中心各布置一个位移计，测量砖柱在竖向的变形；对于偏压试件，在偏心方向的两侧各布置两个位移计，最后得出试件的荷载-位移曲线.此外，在每组试件的1/2高度处，沿柱子一周粘贴8 个混凝土面层应变片，用于测量面层横向应变.

图5 柱加载装置图Fig.5 Test setup of masonry columns

2 试验结果及分析

2.1 破坏形态

2.1.1 轴心受压试件

1）未加固试件

Z1 组为未加固试件.加载至峰值荷载的60%左右时，试件在竖向灰缝处出现第一条裂缝；当加载至峰值荷载的80%～90%时，裂缝开始沿竖向迅速发展并逐渐变宽，砖柱局部外皮脱落；达到峰值荷载后，竖向裂缝延伸贯通，砖柱被分为几个独立的细长小砖柱，最终因小柱体压碎或失稳而破坏，呈明显的脆性破坏特征.

2） GFRP加固试件

Z2 组采用GFRP 四面围套加固.当加载到峰值荷载的70%～80%时，试件的横向变形开始发展，粘贴在砖柱表面的玻璃纤维布发出“啪啪”的声音；荷载继续增大，玻璃纤维布的应变迅速增加，局部出现起鼓现象，并且玻璃纤维布的颜色开始改变；达到峰值荷载后，玻璃纤维布断裂，内部砖柱出现贯通裂缝，核心砌体被压碎，荷载突降而失效.

3） TRHDC加固试件

Z3、Z4、Z5、Z6 组试件采用TRHDC 四面围套加固.加载到峰值荷载的60%～70%时，第一条裂缝一般出现在试件面层顶部；加载到峰值荷载的85%左右时，各面层角部裂缝迅速发展延伸并不断加宽.Z3组加固面层不含纤维网格，接近破坏荷载时，面层出现一条较宽的主裂缝，破坏时，加固面层沿裂缝剥离，大量砖块受损严重；Z4、Z5 组试件采用玻璃纤维网格，随着荷载增加，面层顶部裂缝增多，试件破坏时，柱角处纤维网格被拉断，面层外鼓，砖柱出现了多条贯通裂缝，但试件仍有较好的完整性；Z6组试件采用碳纤维网格，破坏形态与Z4、Z5 组试件类似，但Z6组试件面层在加载过程中观察到更多贯通的细密裂缝.

2.1.2 偏心受压试件

1）偏心距e=55 mm

Z7 组为小偏心受压试件，当加载到峰值荷载的45%～60%时，靠近偏压方向窄侧面层的顶部出现了第一条竖向裂缝；随着荷载增大，靠近偏压方向面层的顶部和底部出现多条竖向裂缝；加载到峰值荷载时，顶部窄侧面层在角部开裂，纤维网格被拉断，窄侧面层1/2高度与砌体发生局部剥离.远离偏压一侧面层无明显现象.

2）偏心距e=110 mm

Z8 组为大偏心受压试件，加载到峰值荷载的40%～50%时，首先在靠近偏压一侧的底部出现了竖向裂缝；当达到峰值荷载的80%时，靠近偏压一侧的竖向裂缝向上发展延伸，底部面层外鼓，远离偏压一侧面层的中下部出现横向拉裂缝；到峰值荷载时，靠近偏压一侧的面层在1/3高度处角部断裂，纤维束被全部拉断，面层向外膨胀鼓出.

各组试件的破坏形态如图6 所示，未加固试件和GFRP 加固的试件具有明显的脆性破坏特征；而TRHDC 加固的试件则表现出了一定的塑性特征.其中Z6 组试件的加固层表现出更好的多裂缝开展特性，这是因为碳纤维网格有较高的拉伸强度和弹性模量，可防止网格过早拉断失效.

图6 试件破坏形态及裂缝分布Fig.6 Failure modes and crack patterns of specimens

2.2 受压荷载-位移曲线

1）如图7 所示，在加载初期，荷载-位移曲线呈线性增长，但TRHDC 加固试件的曲线斜率均大于未加固试件，说明TRHDC 加固可提高砖柱的轴向刚度.在裂缝开展阶段，随着试件裂缝的不断产生和延伸，试件的刚度逐渐降低，曲线斜率减小，但由于TRHDC 的约束作用，砖柱裂缝的形成和扩展得到有效限制，与未加固试件相比，加固试件的曲线下降比较平缓，刚度退化速率较低.接近破坏时，TRHDC 加固试件在一定范围内仍能随变形发展继续承载，曲线下降段较缓，表明加固后砖柱的延性得到改善.

图7 荷载-位移曲线Fig.7 Load-displacement curve

2）相较GFRP 加固，TRHDC 加固在弹性阶段曲线斜率更大，说明TRHDC 面层能更好地与砖柱协同作用，提高柱的整体刚度；在达到峰值荷载后，由于GFRP脆性拉伸破坏，荷载-位移曲线陡降，表现出突然的刚度退化；而由于TRHDC 良好的拉伸性能，在弹性阶段后仍观察到曲线的非线性上升阶段，表现出良好的弹塑性变形能力，峰值后曲线平缓下降，刚度退化速度减慢，表明TRHDC 面层加固能有效地提高受压柱的强度和变形能力.并且可以看出，采用碳纤维比玻璃纤维对试件承载力和变形能力的提高效果更明显.

3）网格层数的增加对加固柱在弹性阶段刚度的影响较小；当试件进入非弹性阶段后，相同荷载下，试件的位移随着玻璃纤维网格层数增加而减小，表明网格层数增加提高了试件的刚度.

4）加载初期，随着偏心距的增大，试件所受弯矩增大，位移增大，试件刚度减小；小偏心受压试件峰值后曲线骤降，TRHDC 的约束效果不能完全发挥，试件呈现一定的脆性破坏特征；相较而言，大偏心荷载下，试件发生较大变形，但由于TRHDC 加固层提供了一定的抗拉强度，限制受拉区裂缝的发展，偏压柱的脆性破坏特征有所改善.

2.3 受压承载力

1）相较未加固柱，TRHDC 加固砖柱的开裂荷载提高幅度为19%～39%，表明TRHDC 面层能有效延缓砖柱裂缝的产生与发展.

2）轴心荷载作用下，加固砖柱的峰值荷载明显提高，其中GFRP 组加固试件的峰值荷载提升58%，玻璃纤维TRHDC 加固组试件峰值荷载提升35%～44%，碳纤维TRHDC 面层加固组试件峰值荷载提升61%.说明GFRP 和TRHDC 加固都对砖柱起到了很好的约束作用，使核心砖柱呈现三向受压状态，大幅度提高受压砖柱的承载力.

3）对比Z3、Z4、Z5 组试件，玻璃纤维网格层数分别为0层、2层、3层，相对于未加固试件，峰值荷载分别提升了25%、35%、44%，说明增加玻璃纤维网格层数可以提高砌体柱受压承载力.

4）偏心距为55 mm 和110 mm 时，加固砖柱的峰值荷载相较轴心受压柱分别降低了21%和54%；可见偏心距对TRHDC 的环箍约束有较大的削弱，在偏心荷载下，试件的受压面积减小，承载力降低.

2.4 轴向应变

1）轴心荷载作用下，加固试件的轴向应变也得到了显著提升，Z2 组加固试件峰值压应变提升33%.GFRP本身是一种线弹性材料，大大提升了试件的弹性变形能力，所以GFRP加固试件的极限应变接近于峰值应变，呈脆性破坏特征；TRHDC 面层加固试件峰值压应变提升了10%～38%；极限压应变提升了29%～38%.TRHDC 改善延性的效果十分显著，其中碳纤维TRHDC对砌体柱变形能力的提升最大.

2）玻璃纤维网格层数从0层增加到2层时，砖柱受压应变差异不明显，增加到3 层时，峰值应变和极限应变相较0层时分别提升了36%和33%，说明3层玻璃纤维网格对砖柱变形能力提升较明显.

3）偏心距为55 mm 和110 mm 时，加固砖柱的峰值应变分别降低了43%和51%.偏心受压引起核心砌体的不均匀压缩和横向膨胀，TRHDC 加固层的约束作用无法得到充分发挥，加固效果减弱.

受压柱主要试验结果见表5，加固方式及偏心距对受压承载力和轴向应变的影响如图8 所示，括号中数值表示加固试件受压承载力和轴向应变的提高（降低）幅度.

表5 受压柱试验结果Tab.5 Tests results of column under compression

图8 加固方式及偏心距对受压承载力和轴向应变的影响Fig.8 Effects of reinforcement method and eccentricity on compressive strength and axial strain

2.5 加固面层横向拉应变

1）从图9 可看出，对于轴心受压试件，在加载初期，砖柱的横向变形很小，加固面层横向拉应变也很小，TRHDC 作为一种被动约束，其约束作用不明显，因而各加固面层横向拉应变曲线基本重合.随着荷载增大，内部核心砖砌体产生横向膨胀，加固面层的约束作用增强；接近极限荷载时，加固面层应变增长迅速，较好地发挥了约束作用.

图9 荷载-面层应变曲线Fig.9 Load-strain curve

2）Z2和Z6组加固试件的面层横向拉应变高，说明GFRP和碳纤维TRHDC加固能够发挥很强的约束作用，为核心砖砌体提供较强的约束.相较之下，玻璃纤维TRHDC的约束作用稍弱.

3）对比Z3、Z4、Z5 组曲线可以看出，随纤维网格层数的增加，面层横向应变相应增加，说明随层数增加，TRHDC 的约束能力增强，加固砖柱的承载力和变形能力都得到提高.

4）偏心受压试件远离轴力一侧的面层曲线呈线性、斜率大；而靠近偏压一侧曲线在试件加载到峰值后趋于平缓，面层应变快速增长.两侧面层的应变差别明显，说明在偏心荷载作用下，远离轴向力一侧的面层对核心砖砌体的约束作用很小.此外，对比Z7、Z8 两组试件，随偏心距增大，面层应变从0.002 减小到0.001，这一现象可解释为在偏心作用下，试件受压面积减小，横截面上产生应变梯度，核心砌体发生不均匀压缩和侧向膨胀，加固面层的约束效果受到削弱，导致偏压柱的极限荷载和面层应变均大幅度降低.

3 承载力与变形分析模型

3.1 承载力分析

3.1.1 约束砖柱抗压强度

基于上述试验结果和讨论，可以看出TRHDC 加固砌体柱抗压强度的提升主要是因为面层提供的约束作用，类似于FRP 或TRM 约束砌体柱.因此本文通过文献中的FRP 或TRM 约束砌体柱的分析模型来预测TRHDC 加固砖柱的抗压强度，并将试验结果与模型推导结果进行对比.

通常文献中FRP 或TRM 约束砖柱的抗压强度计算模型的表达式为

式中：fmc为约束砌体抗压强度；fmo为无约束砌体抗压强度；α、β、k’均为试验得到的经验常数，根据所考虑的模型不同，α、β、k’取不同的值；σl，eff是指有效约束应力，可表示为

其中，等效横向约束压应力σl计算简图见图10.参考文献［20］对试件进行受力分析得到σl：

图10 等效横向约束压应力计算简图Fig.10 Calculation diagram of equivalent transverse restraint compressive stress

由于在竖直方向上TRHDC 面层连续布置，竖直效率系数kv=1；水平效率系数kH计算如下：

式中：b、d分别为专程截面宽度和高度；r为倒角半径；t为加固面层的厚度；σr为试件加固面层的有效拉应力，本文采用TRHDC的极限抗拉强度.

对于本试验中的Z2、Z3、Z4、Z5、Z6组试件，分别用CNR 模型［21］、DIL 模型［22］及FA 模型［23］进行抗压强度的理论计算，将理论值与试验值进行对比，结果见表6，并将其绘制于图11.

表6 抗压强度试验值与理论值对比分析Tab.6 Comparison of compressive strength between test results and theoretical value

图11 抗压强度试验值与模型曲线Fig.11 Compressive strength model curves and test value

采用三种模型计算的Z6 组试件的抗压强度误差较大，其原因为加固柱试验中，碳纤维网格因拉断而失效，其约束作用较强；而在单轴拉伸试验中网格的有效锚固长度较短，碳纤维网格发生滑移破坏，导致其单轴抗拉强度偏低，代入模型计算的等效横向约束压应力偏小，使得抗压强度理论值偏小.

采用DIL 模型计算的TRHDC 加固砖柱的抗压强度偏小，结果偏于安全，分析原因如下：该试验中未加固柱的抗压强度较大，有效约束应力与无约束柱抗压强度的比值较小，导致采用其回归得到的参数计算TRHDC加固砖柱的抗压强度值偏小.

FA 模型建立在CNR 模型的基础上，两个模型曲线的斜率均与砌体质量密度成正比，但Faella 等［23］分析时选用的大部分砌体柱的质量密度小于 1 800 kg/m3，因此FA 模型曲线的斜率较小，理论值略低于本文试验值.

CNR 模型与本试验值吻合最好，除Z6 组试件外，试验值与理论值比值的平均值为0.97，变异系数为0.026，离散性小，能够较好地预测TRHDC 约束砖柱的抗压强度.因此，选用CNR 模型进行后续约束砖柱受压承载力的计算分析.

3.1.2 砖柱受压承载力

（1）轴心受压试件

对于未加固试件，参考砌体规范，其受压承载力表达式为：

式中：Nu为轴压承载力；A为试件的截面面积；fm为砌体的抗压强度平均值，计算如下

其中f1和f2分别取本试验中砖块和砂浆的实测抗压强度.

对于加固试件，矩形截面柱受到的约束不均匀，根据约束作用的大小，可将矩形截面分为强约束区和弱约束区［21］，计算模型如图12所示.

图12 有效约束面积计算图形Fig.12 Effectively confined area calculation model

弱约束区面积Ao：

强约束区面积Ae：

式中：b为试件横截面的宽度；d为试件横截面的高度；倒角半径r=20 mm.

参考文献［20］提出的承载力计算方法，假定从强、弱约束区的边界至试件截面边缘抗压强度呈线性递减.由此可计算得到约束砖砌体柱的轴压承载力，其表达式为：

（2）偏心受压试件

如图13 所示，在偏心荷载作用下，砖柱截面存在应变梯度，且应变梯度随偏心率（e/h）的增大而增加，截面应变的不均匀分布削弱了TRHDC 提供的横向被动约束应力，因此需对轴心受压试件的抗压强度进行折减.参考文献［24］，本试验偏压试件（Z7组、Z8组）的抗压强度表达式为：

图13 偏心受压截面的侧向约束Fig.13 Lateral confinement of compressed section under eccentric compression

参考规范中的承载力计算公式，本试验偏压试件的承载力可用下式表达：

式中：e为偏心距；h为偏压方向的截面边长.

采用CNR强度计算模型，代入承载力计算公式，结果见表7.对比发现，其比值的平均值为1.08，变异系数为0.084，理论值与试验值吻合较好，且偏于安全，可供加固设计参考.

表7 受压承载力对比Tab.7 Comparison of compression capacity

3.2 受压应变分析

类似地，文献中对FRP 或TRM 约束砌体柱的应变预测模型的表达式通常为：

式中：εmc为约束砌体应变；εmo为无约束砌体应变；μ、ν为试验得到的经验常数，根据所考虑的模型不同，μ、ν分别取不同的值.

本文考虑了KT［25］和CAS［26］峰值压应变计算模型以及Jing 等［27］提出的极限压应变模型，将计算结果列于表8，并将理论曲线和试验值绘制于图14.

表8 轴向应变试验值与理论值对比Tab.8 Comparison of compressive strain between test results and theoretical value

图14 轴向应变试验值与模型曲线Fig.14 Comparison of strain model curves and test value

KT 模型采用的FRP 层数较多，并且FRP 可显著提升试件的弹性变形能力，大幅度提高砖柱的峰值压应变［28］，但试件易发生脆性破坏.而TRHDC 类似于TRM 材料，无机基体的存在使得砖柱受压出现明显的软化阶段，破坏具有一定的延性特征，可明显提高试件的极限压应变.因此，采用KT 模型预测TRHDC 约束砖柱的峰值压应变，结果偏大.CAS 模型与试验值吻合较好，其平均比值为1.018.

Jing［27］模型建立在对现有的大量TRM 加固砌体柱试验结果的统计分析基础上，对于GFRP加固试件的极限压应变计算误差偏大，但对于TRHDC 加固试件，吻合度较好，可供加固设计参考.