高延性混凝土加固震损混凝土短柱小偏心受压性能试验研究

2022-03-08寇佳亮赵丹丹

地震工程与工程振动 2022年1期

寇佳亮，赵丹丹，黄琪，周恒

（1.西安理工大学土木建筑工程学院，陕西西安 710048；2.西安理工大学省部共建西北旱区生态水利国家重点实验室，陕西西安 710048；3.中国电建集团西北勘测设计研究院有限公司，陕西西安 710065）

引言

建筑结构在地震作用下，不可避免地会出现各种损伤和缺陷，使其承载能力大大缩减，给结构带来安全隐患。如果推倒重建会造成不必要的经济损失，为了消除这种隐患，节约成本，采用合理的加固方式尤为重要。传统的加固方式多采用FRP 加固［1］或者喷射混凝土与钢筋网联合［2］加固，采用FRP 加固混凝土柱经常会出现局部断裂的情况，而采用喷射混凝土与钢筋网联合加固，虽然能提高结构的承载力，加强整体性，由于设置钢筋网工艺复杂，且施工时影响喷射混凝土施工质量，同时对喷层与受喷面之间的粘结也很不利。

高延性混凝土（high ductile concrete，简称HDC）的提出是来源于密歇根大学Victor C Li.教授［3］提出的工程水泥基复合材料（engineered cementitious composites，简称ECC）。HDC 作为一种新型的复合型材料，它的弹性模量较低，且变形能力较强，以及易于施工、适用面广等诸多优点。利用HDC 加固震损混凝土柱，主要是通过约束柱的侧向和横向2 个方向上的变形，来对混凝土柱起到一定的加固作用，普通混凝土脆性大、延性小、变形能力差和破坏突然等缺点得到明显改善。

国内外现有的研究大部分是关于ECC直接加固普通混凝土柱，对于ECC加固震损混凝土性能的研究很少。Ashour［4］研究了纤维增强聚合物（FRP）筋和钢筋加固的工程水泥基复合材料（ECC）混凝土混合梁的受弯性能。对不同ECC 高度替代率、FRP与钢筋组合的混杂加固组合梁进行了抗弯破坏试验。Pan［5］对6根不同纵、横向配筋率和ECC厚度的FRP加固ECC或ECC/混凝土组合梁进行了抗弯试验。Parsa［6］研究了在横向荷载和自重荷载作用下，用HPFRCC复合薄层加固已损坏和未损坏框架的方法。在国内，张富文等［7］通过纤维增强水泥基复合材料加固震损RC 框架抗震性能试验。邓明科［8］为了研究砖砌结构破坏形态、破坏机理、滞回特性和变形能力，采用ECC 这种材料来进行加固。周铁钢等［9］采用高延性纤维增强水泥基复合材料（ECC）对空斗墙体加固。褚颜贵等［10］对15 根普通箍筋约束工程纤维增强水泥基复合材料（ECC）方形截面短柱进行了轴心受压破坏试验。寇佳亮等［11］研究了高延性纤维混凝土在重复荷载下的疲劳性能。

已有的加固钢筋混凝土柱的试验研究大部分集中于轴心受压柱，而实际的建筑工程中大部分受到偏心受压的作用。基于此，本次试验采用HDC 加固震损混凝土小偏压短柱。首先洗掉震损柱表面的浮松层，其次再进行打磨处理柱的表面。完成以后采用HDC加固震损的受压短柱，进行小偏心受压试验。加固之后主要从变形能力和承载力2个方面分析HDC的加固效果，为使用HDC这种材料加固震损混凝土结构提供准确的理论方法。

1 试验概况

1.1 试验设计

本次试验共制作了5 根混凝土短柱，编号为HDC-1～HDC-5。其中，HDC-1、HDC-2 偏心距为20 mm，HDC-3～HDC-5 偏心距为40 mm，均为小偏心受压试验。纵筋使用的是配筋率1.13%的HRB335 级热轧钢筋，直径12 mm；箍筋为HPB300钢筋，直径8 mm，试件原尺寸均为200 mm × 200 mm×1 000 mm。为了研究HDC加固震损混凝土短柱偏心受压性能的实际效果，本试验分2次进行，首先对制作的5组原试件进行偏心受压试验，试验结果表明：施加荷载之后受压区开始出现细微竖向裂缝，当荷载持续不断增加时，受压区裂缝不断扩展，受拉区出现横向贯穿裂缝，大裂缝出现之后试件立马破坏，相隔时间短暂，典型脆性破坏。其次，震损混凝土短柱利用HDC 加固之后养护3个月。养护期结束进行2次试验。第2次试验前，先对破坏的原柱清洗打磨，然后使用HDC 进行面层加固，加固厚度设定为20 mm。加固之后试件尺寸为240 mm×240 mm×1000 mm，试件尺寸及配筋如图1所示，钢筋测试强度见表1。

表1 钢筋基本力学性能Table 1 Mechanical properties of reinforcement

图1 试件尺寸及配筋详图（单位：mm）Fig.1 Specimen dimensions and details of reinforcement（unit：mm）

1.2 材料性质

此次试验所用的原材料主要有P.O 42.5R 普通硅酸盐水泥（出自铜川某公司）、一级粉煤灰（出自大唐发电厂）、砂（灞河河砂，最大粒径1.18 mm）、减水剂（聚羧酸高效减水剂）、PVA 纤维（型号为KURARAYK-II，掺入体积比2%，纤维性能指标如表2 所示）。采用HDC 配合比为：水泥∶粉煤灰∶砂∶水∶减水剂=1∶1∶0.72∶0.58∶0.03。

表2 PVA纤维性能指标Table 2 Performance indexes of PVA fibers

试验开始前使用相同的配合比制作尺寸为100 mm×100 mm×100 mm 的小试块测试试件的抗压强度，采用尺寸为350 mm×50 mm×15 mm的哑铃型拉伸试件测试HDC的抗拉强度。实测数据值见表3和表4。

表3 HDC试块的抗压强度Table 3 Compressive strength of HDC

表4 HDC试块的抗拉强度Table 4 Tensile strength of HDC

1.3 试验加载与测试内容

本次试验采用的机器为YAW-5 000 F液压伺服试验机。初始加载时设置预加荷载50 kN，当达到预期的目标值荷载之后换为等位移加载（加载速度为0.2 mm/min），当达到峰值荷载0.6 Fmax 后停止加载。轴向力使用压力传感器测量，变形数据为系统仪器自动采集。将位移计安装在液压伺服机底座上，利用其测量构件纵向变形；与此同时为了测试试件的横向变形，需在相邻的直角侧面中间各设置一个位移计。试验加载装置如图2和图3所示。

图2 试验加载与测试装置图Fig.2 Loading and test device

图3 实际受压加载图Fig.3 Actual compression loading diagram

2 试验结果及分析

2.1 试验现象和破坏形态

对于加固前偏心距为20 mm的试件1、试件2、偏心距40 mm的试件4，刚开始加载时，柱的外部表面无明显变化，当荷载持续增加，且达到极限荷载60%左右，柱子的受压侧开始出现裂缝，且多分布于上侧柱顶。荷载增加，裂缝开始扩展，出现多条竖向裂缝，且较为集中。快接近峰值荷载时，混凝土柱下部突然出现横向裂缝，随着荷载增加，受压区混凝土竖向裂缝增多，混凝土下部被压碎剥落，宣告破坏。而对于加固前偏心距为40 mm的试件3、试件5，初始裂缝开裂更早，从加载到破坏，竖向裂缝在较短时间内延伸较快，构件最终破坏时受压区混凝土大块剥离，且破坏区段也更长，预兆不明显，属于脆性破坏。

对于加固后试件HDC-1，在加载至71 kN 时，首条竖向裂缝出现，长约3 cm，距离柱顶部约2 cm，同时在柱子的北边（受压区）出现一条竖向裂缝。荷载继续增加，在混凝土柱北面出现多条较为密集的竖向裂缝，且多居于下部。加载至1 150 kN时，在柱子的南边（受拉区）下侧出现一条长约25 cm 的横向微裂缝，加载至最大荷载1 420 kN 时，柱子北边下侧形成一道贯穿整个面的斜裂缝，并向相邻两个面延伸，同时伴有纤维撕裂的“滋滋”声，卸载至1 219 kN 时，纵向位移达到5.33 mm，横向位移达到15.1 mm，当荷载下降到峰值荷载的60%左右，柱子破坏。破坏时柱纵向变形量达到8.95 mm，横向变形量达到22.2 mm。

对于加固后试件HDC-2，加载至654 kN 时，在柱子北边（受压区）处出现第一条长约4 cm 的竖向裂缝，距离柱底部约18 cm。加载至800 kN时，在柱子东边出现一条竖向裂缝，长约10 cm，且位于柱下侧。随着荷载的不断增大，裂缝之间相互贯穿，缝宽也不断增大，继续加载至1 377 kN 时，听到持续的纤维撕裂声，在柱子的南边（受拉区）下侧出现一条长约22 cm的横向裂缝，这时纵向位移达到7.7 mm，横向位移达到9.22 mm。加载至最大荷载1 525 kN 时，在柱子东边底部出现一条长13 cm 的横向裂缝与主裂缝交叉，最终，柱子角部受压区HDC被压裂，试件破坏。

对于加固后试件HDC-3，加载至492 kN时，柱子受压区（北边）出现第一条竖向裂缝，大约长18 cm，且距离柱顶部约8 cm。继续加载至805 kN时，在柱子西边上侧出现一条长约5 cm的竖向裂缝，位于顶部约10 cm处。同时在东边出现一条竖向裂缝，长约7 cm，且距离柱顶约12 cm。当荷载持续增加，裂缝持续扩展、延伸，伴随着纤维持续的断裂声，在柱子北边形成两条较大的竖向裂缝，并向相邻两面贯通。加载至最大荷载1 020 kN 时，在柱子南边（受拉区）上侧出现众多细长横向裂缝，此时纵向位移达到7.2 mm，横向位移达到20.9 mm。相比于偏心距为20 mm的试件，HDC-3、HDC-5的破坏区段更长。

对于加固后试件HDC-4，加载至570 kN 时，在柱子的东边出现长约6 cm 的细长裂缝，且距顶部约7 cm。当加载至680 kN时，初始裂缝延伸至25 cm。随着轴向荷载的不断增加，柱子北边（受压区）的竖向裂缝开始明显增多，大部分裂缝集中于柱子的下侧，且横向交错的裂缝多集中于混凝土边角部。加载至1 000 kN 时，柱子西边上侧顶部出现一条长约15 cm的竖向裂缝，这时继续加载至1 277 kN时，柱子西边下侧出现2条5 cm的纵向裂缝，并伴有持续的纤维撕裂声，这时纵向位移达到7.20 mm，横向位移达到9.6 mm。加载至最大荷载1 436 kN 时，柱子西边多条裂缝相互贯穿，形成一条长约40 cm、缝宽约3.5 cm 的斜裂缝，并延伸至柱子南边（受拉区）形成一条斜向裂缝。

对于加固后试件HDC-5，加载至480 kN 时，在柱子顶部的北边（受压区）上出现第一条长约15 cm 的竖向裂缝。加载至540 kN 时，柱子的南边（受拉区）上侧出现一条长约5 cm 的竖向裂缝，距顶部约15 cm 处。随着竖向荷载的不断增大，受压区的裂缝不断扩展、延伸，多为细长竖裂缝。继续加载至1 043 kN 时，在柱子南边出现多条横向裂缝，这时纵向位移达到7.18 mm，横向位移达到20.59 mm。加载至最大荷载1 078 kN时，在柱子东边下侧角部出现两条相互交叉的斜裂缝，并且在其周围有多条密集的细微裂缝，并伴有纤维的撕裂声。最终，纵向位移达到8.7 mm，横向位移达到33.6 mm。卸载之后，可以明显的看出柱子的横向变形，充分表现出良好的变形能力。

各柱破坏形态及浇筑过程见图4所示。

图4 试件破坏形态及浇筑过程Fig.4 Failure mode and pouring process of specimens

2.2 荷载-位移曲线

根据偏心柱受力情况绘制出混凝土短柱加固前与加固后荷载-位移对比曲线如图5所示。试验测得的柱参数如表5所示。

表5 HDC加固震损混凝土短柱试验结果Table 5 Test results of HDC reinforced seismic damaged concrete short columns

图5 加固前后荷载-位移曲线对比图Fig.5 Comparison of load-displacement curves before and after reinforc

2.2.1 峰值荷载

加固之前的构件达到峰值荷载之后，曲线下降速度及其快；对于加固后试件，在持续变形的情况下，仍有很高的承载能力。从图5（a）～图5（e）中可以看出加固前和加固后荷载-位移曲线相似，且未加固试件峰值荷载为683～936 kN，采用HDC加固后峰值荷载为1 020～1 525 kN，加固后比加固前峰值荷载提高了49%～63%。

2.2.2 峰值荷载对应地位移

加固之前的试件，当达到峰值荷载之后，短时间内即发生破坏，而采用HDC加固之后，峰值荷载对应地位移明显有很大的提高，且表现出良好的延性特征。从图5（a）～图5（e）可得到未加固的试件峰值荷载对应地位移约为3.3～5.43 mm，而利用HDC加固后的峰值荷载对应地位移约为4.43～6.64 mm，提高幅度在34%～39%。

2.2.3 极限位移

HDC 具有良好的粘结性能，能够很好的约束混凝土的横向膨胀，采用HDC 加固混凝土柱极限位移有明显的提高。从图5（a）～图5（e）可得到未加固试件的极限位移为3.85～5.58 mm，采用HDC 加固后的极限位移为5.9～7.6 mm，极限位移的提高幅度在21%～63%。

2.3 荷载-跨中挠度关系曲线

试验测得的各柱参数如表5所示。绘制出混凝土短柱加固前与加固后荷载－跨中挠度对比曲线如图6所示。

图6 加固前后荷载-跨中挠度曲线对比图Fig.6 Comparison of load-midspan deflection curves

2.3.1 跨中挠度

通过HDC对柱进行加固，偏心受压荷载作用下跨中挠度有明显改善，通过图6（a）～图6（e）可得HDC加固之后混凝土柱的延性有明显改善。未加固试件破坏时的跨中挠度为9.5～15.3 mm，采用HDC加固后破坏时的跨中挠度为18.9～33.6 mm，加固后比加固前跨中挠度提高了87%～133%。

2.4 承载力及延性分析

根据试验所测得的荷载-位移曲线得到各试件的承载力及位移延性系数见表6。

表6 承载力及位移延性系数Table 6 Bearing capacity and ductility coefficient of displacement

通过表6可知：

（1）加固前普通小偏心混凝土柱位移延性系数在1.03～1.17，加固后小偏心HDC混凝土柱位移延性系数在1.15～1.37，加固后混凝土柱延性系数比加固前提高了10.6%-17.3%。采用HDC加固震损偏心混凝土柱的延性系数普遍比未加固的普通混凝土延性要好。

（2）加固前偏心距为20 mm 的混凝土柱延性系数在1.03～1.04，偏心距为40 mm 的混凝土柱延性系数在1.04～1.17；加固后偏心距为20 mm 的混凝土柱延性系数在1.17～1.22，偏心距为40 mm 的混凝土柱延性系数在1.15～1.37，在偏心率影响因素下，无论采用HDC 加固震损混凝土柱还是未加固普通混凝土柱，当偏心距在不断增大时，试件的延性系数在持续变好。

（3）采用HDC 加固之后，偏心受压柱的峰值荷载、极限位移有不同程度的提高，且峰值荷载对应地位移也有很大程度的提升。其中峰值荷载提高幅度在49%～63%，峰值荷载对应地位移提高幅度在34%～39%，极限位移提高幅度在21%～63%。偏心距为20 mm 的加固震损混凝土柱与偏心距为40 mm 的混凝土柱相比，偏心距较小的混凝土柱，其峰值荷载提高幅度大。

2.5 HDC加固原理分析

HDC 是一种新型复合材料，延性高，耐损伤能力强且耐久性和强度（抗压、抗拉）好，能良好的控制裂缝的开展。且根据文献［18］当构件发生小偏心受压破坏时，是否考虑HDC 的受拉作用对计算结果影响较小。使用HDC加固震损混凝土柱提高强度，原因如下：

（1）通过HDC与混凝土柱表面优良的粘结性能，使HDC面层与柱成为整体，共同受力；

（2）利用HDC的高韧性、高强度（抗拉）性能提高了混凝土柱受压之后的延性和抗压强度；

（3）混凝土在HDC加固层约束下，延缓了裂缝的产生，可以明显提高混凝土柱的抗压能力；

（4）HDC 具有良好的高耐损伤能力，使用HDC 加固混凝土柱可以有效地提高抗裂性能，裂缝有了明显改善。

以上结果及分析均表明，在HDC的加固作用下，已震损的混凝土柱峰值荷载、峰值荷载对应地位移及极限位移都有不同程度的提高，HDC的加固作用明显。

3 HDC加固震损混凝土短柱偏压承载力计算

3.1 HDC加固震损小偏压柱承载力计算方法

通过对相关研究结论进行综合分析，首先建立HDC加固层对震损小偏压柱核心混凝土的有效侧向约束应力计算公式，再考虑HDC加固层间接参与轴向受力，建立加固震损小偏压柱的正截面承载力计算公式。

3.1.1 基本假定

对于HDC加固的震损小偏压柱正截面承载力进行分析，作出如下基本假定：

（1）截面变形后仍保持平截面；

（2）HDC加固层与混凝土界面相对滑移可以近似忽略；

（3）加固层对震损小偏压混凝土柱的约束处于三向受力的状态：即纵向受压、径向受压和环向受拉。考虑HDC的受拉作用对计算结果影响较小，故不考虑HDC层的受拉作用。

3.1.2 有效约束面积

小偏心受压与轴心受压密切相关，小偏心受压可看成由轴心受压过渡为受弯状态。因此，当偏心受压轴向力N为0时可近似看为受弯状态，弯矩M为0 时可看为轴心受压。在偏心受压构件中，当轴向力与弯矩的比值逐渐增大，试件将从轴心受压状态转变为受弯状态。

当构件受到外部施加的压力，核心区混凝土会发生横向变形，外部包裹的HDC 向内约束混凝土，HDC 对混凝土的约束力多分布在角部，且不均匀，因此当核心区混凝土发挥作用时，有效约束区域如图7 所示，其面积记为A1。核心受压区的有效约束在峰值荷载的60%（即破坏荷载）前发挥作用。

图7 横截面核心混凝土有效约束区Fig.7 Effective confinement zone of core concrete in cross section

有效约束区的混凝土面积并不是理想的形状，需对面积进行修正，Mander［12］等引入有效约束系数ke，

式中，A1为横截面有效约束面积。

假设二次抛物线将有效区与非有效区分开，约束界线的边切角为为θ，可得：

式中：A2面积表示弱约束区，而Mander等［12］对矩形钢筋混凝土柱取θ1= 45°。

本次试验柱为方形截面，故

假定有效侧向约束应力σle沿着四周均匀分布，定义其表达式为：

式中：ff为HDC的抗拉强度；t为加固层厚度，本次试验加固层厚度为20 mm。

3.1.3 核心区混凝土强度

考虑HDC 侧向约束需依据文献［13］引入折减系数γu，且有0＜γu≤1［14-15］。文献［14］中混凝土方柱等效直径Dc≥100 mm 时适用公式γu= 1.67Dc-0.112，由于偏压受力下的偏心距作用，混凝土截面受力并不均匀，且混凝土在偏心距方向主要承受竖向荷载。根据混凝土平截面假定，该约束应力呈线性变化。

由统一强度理论［16］得出：