许成祥，杨 炳，赵 斌，张继承，彭 威

(1.长江大学 城市建设学院，湖北 荆州434023;2.海航实业集团有限公司，海南 海口570100)

0 引 言

钢管混凝土结构具有承载能力高、抗震性能好等优点，在抗震设防区应用日益增多。钢管混凝土柱是钢管混凝土结构中的主要抗侧力构件，在经受地震作用时决定着整体结构的抗震性能。在调研地震危害时，大多数建筑的破坏形态并不是设计时的“强柱弱梁”破坏，而是呈现出“弱柱强梁”破坏。另外，对于遭受地震后属于“可修复”范畴的建筑，需要对其进行加固修复才能满足使用要求，受力柱需要进行加固。因此，研究钢管混凝土结构的抗震加固问题对于提高此类结构抗震能力和灾后恢复重建显得尤为迫切和重要［1］。

KIMS H［2］、SUN Zhi-guo［3］、HE R［4］、王苏岩［5］、张宇［6］、王新玲［7］、胡克旭［8］、倪国崴［9］、宋杰［10］、宋柯［11］等基于现行规范设计并制作了混凝土框架柱，先通过预损加载来模拟地震损伤，然后分别采取不同的加固方法(如纤维布加固法、粘贴钢板加固法、包钢加固法、新型混凝土材料加固法以及灌缝修复等)进行框架柱修复加固，最后进行加载破坏试验，以研究加固方法的可行性和有效性。

外包钢加固法已被广泛应用于混凝土结构的抗震加固中。国内学者［12-13］研究了外包钢套法加固震损钢筋混凝土框架及节点的抗震性能，研究结果表明，外包钢套加固后结构的承载力有较大程度提高，并具有良好的塑形变形和耗能能力。但钢管混凝土结构的抗震加固方法研究不多，也尚未检索到关于外包钢加固震损钢管混凝土柱的文献，不同损伤程度对钢管混凝土柱抗震性能影响也未见报道。

本文拟对方钢管混凝土柱进行模拟地震损伤、震损柱进行加固和加固柱的低周反复加载试验，研究不同损伤程度下采用外包钢进行加固修复后的承载力、延性系数和能量耗散系数，检验基于外包钢抗震加固方钢管混凝土柱的可行性和有效性。

1 试验概况

1.1 模型试件设计

试验选取框架底层柱为研究对象，按照GB50011-2010《建筑抗震设计规范》、CECS28-2012《钢管混凝土结构设计与施工规范》设计并制作4 根方钢管混凝土柱试件模型。采用外露式柱脚刚接构造，底板设置加劲肋板。柱选用截面尺寸200 mm×4 mm 的Q235B 冷弯薄壁空心方钢管，管内填充C40 混凝土，实测混凝土立方体平均抗压强度为39.2 N/mm2，柱顶加焊10 mm 厚盖板。模型试件构造见图1，模型试件编号为KJZ-0，KJZ-1，KJZ-2，KJZ-3。设计试验轴压比n 为0.4，柱顶施加竖向轴力500 kN，柱截面含钢率ρa为8.5%，钢材力学性能实测值见表1。

图1 构件构造示意图Fig.1 Schematic diagram of test specimens

1.2 试验装置与加载制度

试验时，每个试件用8Φ24 高强螺栓固定于底座，底座通过地锚螺栓固定于刚性地面。规定反力墙那侧为试件后侧，相对一侧即为前侧，反力墙的左右两侧分别为试件的左右侧。试验加载装置及现场如图2。柱顶轴力通过液压千斤顶施加，低周反复荷载通过作动器施加。加载程序如下:轴力通过液压千斤顶一次性施加并保持恒定直至试验结束，加载初期，侧移率Δ/L(Δ 为水平位移，L 为试件净高度，L=1 120 mm)为0.25%逐级施加，直至1%，各循环加载1 次;再按照侧移率为1%、1.5%、2%、3%、4%、5%、6%实施3 次循环加载。为较好地观察试验破坏形态，加载到整个试件变形过大而难以继续加载时终止加载。

图2 试验加载装置与加载现场Fig.2 Loading device and scene of test

试验过程中，通过电阻应变片量测钢管应变，电测位移计量测柱顶水平位移。共有30 个测点，测点布置见图3。

1.3 预损方法与预损结果

试验共有4 根试件，其中，试件KJZ-0 为对比试件，直接进行加载破坏试验;试件KJZ-1 未预损采用外包钢加固后加载至破坏;试件KJZ-2、KJZ-3 分别预损不同程度来模拟实际中结构遭遇中震和大震的损伤，再采用外包钢加固后加载至破坏。拟静力加载模拟钢筋混凝土框架结构地震损伤试验，以结构的变形量控制，位移角1/100 模拟中震时的中度损伤，位移角1/50 模拟大震时的严重损伤［14］。考虑到钢管混凝土结构抗震性能更加优越，用钢筋混凝土结构标准来评价钢管混凝土结构，其结果明显偏于保守，因此，钢管混凝土结构预损位移角大于1/100 为中度损伤，位移角大于1/50 为重度损伤。故确定中度和重度预损位移分别为18 mm 和27 mm。表2 列出各试件的试验参数。

图3 钢管表面应变片布置Fig.3 Arrangement of strain gauges on steel tubes

表2 试件模型加固方法Tab.2 Reinforcement method of specimens

为了模拟实际中柱遭遇多遇及罕遇地震造成的损伤，首先对试件KJZ-2、KJZ-3 进行预损处理，采用柱顶侧移控制。试件KJZ-2 预损水平侧移18 mm，预损后敲击潜在塑性铰区域，能听到明显的空洞声，表明钢管与混凝土黏结作用减弱，混凝土存在损伤，钢管表面仍为平面。试件KJZ-3 预损水平侧移27 mm，预损后柱根部前后侧存在微小屈曲。沿着屈曲位置向上敲击钢管，空洞声更加明显且空洞声高度大于试件KJZ-2，混凝土与钢管之间的黏结作用进一步减弱。试件预损加载后现象如图4 所示。

1.4 外包钢加固

本文提出了一种外包钢加固方法，用于加固震损方钢管混凝土结构外露式柱脚柱。选用与钢管相同材质和等厚的钢材，根据柱的尺寸及加劲肋板位置制作出能对应扣合的两个U 形钢套。加固时将两个U 形钢套的上下边缘与钢管焊接，连接板也需要与钢套焊接。对比于其他外包钢加固法，本文采用了对连接板施焊来连接两个U 形钢套及将钢套上下边缘与被加固柱围焊的方法，可以使加固部分与原结构形成新的整体，可使两者协同工作，避免了加固部分应力滞后。外包钢套加固示意图及现场图见图5。

图4 预损加载后现象Fig.4 Phenomenon of specimen after pre-damage loading

图5 U 型钢套加固示意图Fig.5 Specimen diagram of frame column strengthened by U-shape set

2 试验过程及破坏形态

各试件的加载程序和仪器布置都是一样的。为方便描述，定义作动器向前推为负向，向后拉为正向。

试件KJZ-0 直接加载至破坏。位移±16.8 mm 的第1 个循环加载过程中，位移-13 mm 时，测点22#、23#应变均超过屈服应变;位移-15 mm 时，试件根部前侧出现微小屈曲，距加劲肋板50 mm;同级位移反向加载时，屈曲被拉平且后侧出现微小屈曲。位移±22.4 mm 的循环加载过程中，前后侧屈曲的程度和范围进一步加大，卸载后屈曲不可恢复。位移±33.6 mm 的第2 个循环加载过程中，位移+33 mm 时，屈曲范围渐向环向发展，试件根部左右侧腹板出现微小屈曲现象。位移±44.8 mm 的循环加载过程中，试件根部屈曲区域迅速膨胀变大，前后侧钢管漆皮纷纷起皱脱落，伴随着混凝土碎裂的声音。位移±56 mm 的第1 个循环加载过程中，柱根部出现严重鼓曲变形，承载能力下降，试件破坏。

试件KJZ-1 未预损，经外包钢加固后加载至破坏。位移±22.4 mm 的第2 个循环加载过程中，位移-18 mm 时，测点22#、23#应变均超过屈服应变。位移±22.4 mm 的第3 个循环加载过程中，位移-21 mm时，试件根部前侧钢套距加劲肋板50 mm 处出现屈曲，随着作动器持续加载，鼓起部位被拉平。位移±33.6 mm 循环加载过程中，前后侧屈曲范围进一步加大。位移±44.8 mm 循环加载过程中，试件前后侧钢套漆皮出现轻微起皱现象。位移±55.6 mm 的第3 个循环加载过程中，试件左右侧钢套轻微起鼓。位移±67.2 mm 的第1 个循环加载过程中，柱根部钢套前后侧屈曲继续加大，少许漆皮产生脱落，听到较为明显的混凝土碎裂声，承载能力下降，试件破坏。

试件KJZ-2 预损位移为18 mm，卸载后经外包钢套加固再加载至破坏。位移±22.4 mm 的第1 个循环加载过程中，位移-18 mm 时，测点22#、23#应变均超过屈服应变;位移+21 mm 时，试件根部后侧钢套出现微小屈曲;同级位移反向加载，屈曲部位被拉平而恢复成平面之后前侧钢套产生屈曲。位移±33.6 mm的循环加载过程中，前后侧屈曲的范围沿该截面逐渐变大，卸载后屈曲不可恢复。位移±44.8 mm的第1 个循环加载过程中，试件前后侧钢套鼓曲更加明显且漆皮出现轻微起皱现象。位移±55.6 mm的第2 个循环加载过程中，位移-36 mm 时，试件根部后侧钢套下边缘与加劲肋顶部钢管焊接处的焊缝开裂。位移±55.6 mm 的第3 个循环加载过程中，试件左右侧钢套出现轻微屈曲并伴随着混凝土碎裂声。位移±66.7 mm 的第1 个循环加载过程中，焊缝进一步开裂，水平荷载下降至极限荷载85%以下。

试件KJZ-3 预损位移为27 mm，卸载后经外包钢套加固再加载至破坏。位移±22.4 mm 的第1个循环加载过程中，位移-16 mm 时，测点22#、23#应变均超过屈服应变;位移-19 mm 时，试件根部前侧钢套出现微小屈曲，距加劲肋板50 mm，继续加载，前后侧屈曲交替出现，卸载后屈曲不可恢复。位移±33.6 mm循环加载过程中，前后侧屈曲范围进一步加大。位移±44.8 mm 第三个循环加载过程中，位移达到-25 mm 时，试件根部后侧钢套的下边缘与加劲肋顶部钢管焊接处的焊缝开裂。同级位移反向加载时，试件根部前侧相同位置处焊缝也出现开裂现象;位移±56 mm 的第1 个循环加载过程中，屈曲持续加大，柱根部裂缝沿焊缝向两边扩展，伴随着混凝土碎裂声，承载力迅速下降，试件破坏。

各试件破坏形态如图6 所示。试件KJZ-0 和试件KJZ-1 ～KJZ-3 的破坏形态一致，均表现为柱根部形成塑性铰的压弯破坏。观察试件KJZ-1 和试件KJZ-0 的破坏形态，试件KJZ-1 左右侧钢套的屈曲程度较轻微，没有试件KJZ-0 腹板屈曲明显，这是因为试件通过外包钢套加固并焊接成一个新整体后，试件的截面抗弯能力及抗剪能力均得到不同程度提高。通过对比同一位移下试件KJZ-0 和试件KJZ-1的应变发现，两者应变差小，说明外包钢套在加载初期就能参与受力。在潜在塑性铰区域进行加固后进行破坏试验，塑性铰并未发生转移，表明本文提出的加固方法具有可行性。

图6 试件破坏现象Fig.6 Damage phenomenon of test specimens

3 试验结果与分析

3.1 滞回曲线

实测所得试件KJZ-0 ～KJZ-3 在低周反复荷载下的荷载—顶点位移(P-Δ)滞回曲线如图7 所示。

图7 各试件荷载—位移滞回曲线Fig.7 Hysteretic loops of specimens

从图7 可以看出:

①各试件的共同特点:试件屈服之前，位于弹性阶段，力和位移基本呈线性变化，卸载后残余应变较小。循环一次形成的滞回环狭长细窄，加载和卸载时的刚度基本不变。试件屈服以后，位于弹塑性阶段，力和位移不再呈线性变化，加载和卸载时的刚度逐渐下降，卸载后残余变形逐渐加大。在同一级位移增量下的3 个循环中，后次循环曲线的最大荷载值均低于前次循环曲线的，且随着循环次数的增加，试件表现出承载力和刚度退化的现象。达到最大荷载后，加载和卸载时的刚度进一步降低，卸载后变形恢复小。随着加载持续进行，塑性铰的转动能力不断增强，形成的滞回曲线愈加饱满。

②与试件KJZ-0 相比，外包钢套加固试件KJZ-1 ～KJZ-3 承载力均得到显著提高。其中，试件KJZ-1 和试件KJZ-2 的破坏位移提高明显，增加了试件破坏前的循环次数，改善了试件的延性性能，且滞回曲线的形状更加饱满，捏拢现象都较试件KJZ-0 轻。可见未损和中损试件经外包钢套加固后，其塑形变形能力更强，耗能能力也明显提高。试件KJZ-3 滞回曲线并未增加滞回次数，极限位移增加不明显，故延性增加不明显，但滞回环仍比较饱满。因此，大震后采用外包钢套加固可以恢复试件的抗震性能。

3.2 骨架曲线

各试件的骨架曲线如图8 所示。

方钢管混凝土柱钢管采用的是冷弯薄壁钢管，骨架曲线没有明显拐点，说明试件屈服是从局部逐渐发展到整体的过程。从图8 可以看出，各试件在加载过程中都经历了弹性、弹塑性和破坏3 个阶段。比较试件KJZ-1 ～KJZ-3 和试件KJZ-0 骨架曲线，可以得出:①加固试件KJZ-1 ～KJZ-3 的承载力有了显著提高，预损损伤程度越小，提高程度越大。说明该种加固方法对未震损及震损结构均有明显的加固效果。从加固效果来看，该方法对未损结构加固效果最为明显。②加固试件KJZ-1 ～KJZ-3 的骨架曲线更为饱满，呈完全覆盖对比试件的趋势，且承载力在不同水平位移的情况下均大于对比试件KJZ-0 的，表明外包钢套增强了试件的初始刚度，在加载初期就参与受力，协同变形。③试件KJZ-1、KJZ-2 在达到极限荷载后下降段比较平缓，表明加固的试件具有更好的弹塑性变形能力。这是因为外包钢套加固后增加了柱根部含钢率，并具有延缓柱根部翼缘钢管屈曲的作用，说明外包钢套法加固未损和中损结构能明显改善试件的延性。④试件KJZ-3 与试件KJZ-0 相比，试件KJZ-0 达到极限荷载后，荷载明显下降，下降曲线较陡，而试件KJZ-3 达到极限荷载后荷载缓慢下降，破坏位移较试件KJZ-0 有所提升，但屈服位移也有所提高。因此，外包钢套法加固重损结构改善试件延性的效果不明显。

3.3 外包钢加固试件抗震性能评价

采用几何作图法确定试件的屈服位移Δy。Pmax为极限荷载，相应的柱顶位移为Δmax，0.85 Pmax对应的位移为破坏位移Δu。位移延性系数μ=Δu/Δy，极限位移角θu=Δmax/H，H 为柱的有效高度。试验时各试件加载历程不尽相同，为方便比较，选用滞回曲线所包围的面积代表试件耗能值。各试件的位移延性系数和耗能能力指标见表3。

图8 试件骨架曲线Fig.8 Skeleton curves of specimens

从表3 可以发现:外包钢加固能显著提升试件破坏位移，且屈服位移也有所增加。试件KJZ-1、KJZ-2、KJZ-3 的位移延性系数比试件KJZ-0 分别提高了16.88%、14.86%和4.53%。预损对加固柱的延性有不利影响，预损程度越大，加固后试件延性提升率越有限。试件KJZ-3 的位移延性系数与试件KJZ-0 相差不大。这是由于试件重度预损后柱根部翼缘存在轻微屈曲，加固时钢套不能完全贴合被加固柱，钢套下部与被加固柱焊接时焊缝很难保证与母材等强。在加载后期，塑性铰区域钢套屈曲程度不大情况下，钢套下边缘处焊缝开裂，导致试件不能再持续承载。方钢管混凝土柱在低周反复荷载作用下，塑性铰出现在根部，所以根部截面对于承载力和延性性能起着决定性的作用。作者认为，该加固方式增强延性的机理是外包钢加固法可以使钢套与被加固柱形成一个新整体，对管内混凝土形成了更好的紧箍效应。钢套在加载过程中与被加固柱协同受力，延缓了柱根部翼缘的屈曲。当试件达到最大荷载后钢套可以保证承载力缓慢退化，直至塑性铰区域翼缘钢管屈曲严重。因此，增强了试件的塑性变形能力，提高了试件的延性性能。

表3 试件延性及耗能指标Tab.3 Index of ductility and energy dissipation

试件的滞回环越饱满，包围面积越大，说明耗能能力越好。试件KJZ-0 耗能最小，试件KJZ-1、KJZ-2 和KJZ-3 总耗能较KJZ-0 增加了125.70%、84.88%、23.19%。试件KJZ-3 虽然经受过重度损伤，但经过加固后其耗能能力恢复甚至超过了试件KJZ-0，各试件的耗能指标满足抗震设计的要求。

各试件的主要试验结果对比见表4。由表4 可以得出:外包钢加固后试件的承载力均显著提高，最大提高率达56.31%。预损越小，提高程度越大，但极限位移角基本保持不变，均为1/33，超过了规程规定柱弹塑性位移角1/50 限值，说明承载力还未进入下降阶段时柱的弹塑性变形就得到了充分发挥，表明外包钢套加固震损柱可以恢复柱的抗倒塌能力。

表4 试件结果对比Tab.4 Comparison of test results

3.4 承载力及刚度退化对比与分析

为了反映出试件的承载力退化情况，引入承载力退化系数λi，为各级控制位移级数下的第3 次循环中最大水平荷载与第1 次循环的最大水平荷载的比值。根据试验曲线作出的试件的承载力退化曲线见图9。

由图9 可知:①随着加载位移的持续增加，所有试件均发生不同程度承载力退化现象。这主要是因为柱累计损伤所导致，主要体现在柱根部塑性铰的不断发展。试件KJZ-0 衰减最为严重，基本呈直线下降趋势，承载力退化十分明显。加固试件KJZ-1 ～KJZ-3 在柱顶水平位移达到22.4 m 之后才开始衰减加速，其衰减速度要慢于对比试件KJZ-0 的，表明外包钢套加固能延缓柱的承载力衰减速度，表现出明显的延性破坏特征。②对比不同震损加固试件承载力退化曲线发现，其退化趋势基本一致，并未发生明显的突变现象，说明了外包钢套加固的可靠性。③预损程度越大，加固后承载力退化越快。这是由于外包钢套加固并未修复钢管内部核心混凝土，损伤依然存在。重损后钢管屈曲存在残余变形，加固质量难以保证，越到加载后期，试件累计损伤越严重，因此，承载力下降更快。

采用割线刚度Ki来研究试件的整体刚度退化情况，Ki按照同一级加载第一次循环的峰值荷载进行计算。试件在弹性阶段刚度基本保持不变，因此，取试件弹性阶段后的刚度作为研究对象，各试件刚度退化曲线见图10。

由图10 可知:①所有试件整体刚度在加载过程中都随着位移的增加而逐渐下降，反映了所有试件在塑性变形阶段刚度退化性能较好，退化规律接近。比较试件KJZ-1、KJZ-2 及KJZ-3，预损程度越大，加固试件初始刚度越小，但加固试件刚度均大于对比试件KJZ-0，说明外包钢套法能有效提高震损柱的初始刚度。②加固试件KJZ-1 ～KJZ-3 刚度退化要稍微慢于对比试件KJZ-0，弹塑性变形过程中发展相对平稳，说明外包钢套法可以延缓试件刚度退化，使柱塑性铰发展较为缓慢，利于其吸收和释放地震能量，使其在经受地震时保持应有的承载力。这对结构在经受地震时抗倒塌是有利的，提高了试件的抗震性能。

图9 承载力退化曲线Fig.9 Stiffness degradation curves

图10 刚度退化曲线Fig.10 Strength degradation curves

4 结 论

通过对4 根方钢管混凝土柱试件进行模拟地震预损加载、外包钢加固和柱加固后的低周反复加载破坏试验，研究其试验相关参数并进行计算分析，可得出如下结论:

①本文提出的外包钢加固法可以显著提高试件承载力，最大提高值为56.31%，且能明显增加试件的刚度，位移延性系数也有所提高，最大提高率为16.88%。未预损直接加固试件的承载力和刚度高于受损加固的试件，损伤程度越大，加固后试件承载力提高幅度越小。经外包钢加固试件的极限荷载、位移延性系数和耗能能力较未加固柱有不同程度提高，明显改善了抗震性能。可见在一定损伤程度情况下，加固试件可以恢复并超过受损前的抗震性能。

②经外包钢合理加固后，各试件均表现出较好的受力性能，达到了良好的加固效果。钢套在加载过程中发挥了主要受力作用，所有试件均表现出压弯的破坏特征，满足设计要求“强剪弱弯”抗震设防指标。

③与未受损试件相比，预损试件经外包钢加固后的滞回曲线、骨架曲线形状更加丰满。从承载力和刚度退化对比分析来看，加固试件的承载力退化和刚度退化均轻于未加固试件的。说明外包钢套法加固能提高抗震性能，是一种有效的加固方式。

④针对柱的加固，用外包钢套加固法时加固不足和过度加固是没有意义的。因为，当加固高度不够或者钢套厚度过厚时，遭遇地震作用时，此时整个试件抗震性能由钢套覆盖外的柱控制，在钢套上部与钢管焊接部位会发生破坏，塑性铰向上转移，不利于抗震。

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