HPFL?黏鋼聯合加固混凝土方柱早齡期軸壓性能

黃華，劉伯權，史金輝，張峰，盧永剛

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HPFL?黏鋼聯合加固混凝土方柱早齡期軸壓性能

黃華1，劉伯權1，史金輝1，張峰1，盧永剛2

(1. 長安大學建筑工程學院，陜西西安，710061；2. 北京聯合榮大工程材料有限責任公司，北京 101400)

采用加筋高性能砂漿(HPFL)?黏鋼聯合加固混凝土方柱進行軸心抗壓試驗，測試加固柱早期承載能力，分析素混凝土柱和鋼筋混凝土柱加固后的破壞機理。在試驗分析的基礎上建立HPFL?黏鋼聯合加固RC方柱軸心受壓承載力計算公式。研究結果表明：加固層與原結構共同工作性能良好；在加固層約束作用下，加固柱核芯混凝土處于三軸受壓狀態，早齡期極限承載力得到顯著提高，變形能力增強；加固鋼筋混凝土柱破壞時，沿螺栓在柱縱向形成主要破壞帶，同時柱中部砂漿及混凝土壓碎外鼓，角鋼壓彎，縱筋壓屈，鋼絞線在角鋼尖角處剪斷，部分箍筋被拉斷；加固素混凝土柱破壞時，在柱中部呈現出斜向剪切裂縫；由于角鋼角部倒角有限，鋼絞線較早被切斷，可通過增大角鋼陽角處的倒角或將混凝土柱倒角后黏貼鋼板來進一步提高加固柱后期延性。

HPFL?黏鋼聯合加固；混凝土柱；早齡期；軸壓性能；承載力

加筋高性能砂漿(HPFL)?黏鋼聯合加固方法是在充分考慮HPFL加固技術和黏鋼加固技術二者優勢的基礎上提出來的新型加固方法[1?3]。該加固技術施工過程如下：對加固構件表面處理；根據設計，采用結構膠黏貼鋼板；采用螺栓和壓環，在黏貼鋼板的結構表面固定高強鋼絞線；待結構膠固化后，噴涂高性能砂漿，進行養護。該加固方法技術優勢明顯[3?4]：材料早期強度高、防腐、抗裂、耐高溫、防火性能良好；且加固層薄(厚度25 mm左右)，對結構凈空間影響小；可以大幅提高加固構件的承載力、延性和耗能能力。此外，高強鋼絞線具有固定鋼板和約束箍的作用；用螺栓和壓環固定鋼絞線，具有剪力連接件的作用，保證加固層砂漿與鋼板的可靠連接；而高性能砂漿對鋼板形成保護層，避免其腐蝕，減少了黏鋼加固中防腐處理的程序，延長了加固結構的維護周期；黏貼鋼板?螺栓和壓環固定鋼絞線?噴涂砂漿的施工過程有效保證了原構件、鋼板、砂漿層之間的黏結效果，避免了加固層早期剝離破壞的問題。該加固方法施工不需要大型機具設備；對環境干擾影響小，維護周期比其他加固方法長，能夠節省大量投資。近年來，研究者對采用FRP[5]、黏鋼[6?7]以及鋼筋網[8?9]等加固的RC柱受壓性能進行了較多的試驗研究，然而采用HPFL?黏鋼聯合加固技術的試驗研究尚未見報道。為充分了解該技術加固的RC柱軸向受力性能，本文作者對8根RC方柱進行了試驗測試，系統分析了早齡期加固柱的受力機理和破壞過程，為該加固技術的推廣使用提供試驗支持。

1 試驗概況

本次試驗共制作8根混凝土方柱，其中有3根素混凝土柱和5根鋼筋混凝土柱，長×寬×高均為600 mm×200 mm×200 mm。縱筋選用412，箍筋采用Φ6@150，柱上下兩端箍筋加密，以消除受壓不均勻而引起的局壓破壞，混凝土設計強度C30。柱幾何尺寸及配筋如圖1所示。

單位：mm

構件加固層厚度25 mm；加固鋼絞線直徑3.2 mm，截面積5.1 mm2，彈性模量1.16×105MPa；加固角鋼長×寬×高為25 mm×25 mm×3 mm，截面積為143.2 mm2，彈性模量為2.10×105MPa。砂漿采用RG-JS聚合物砂漿，界面劑采用Araldite XH130AB型混凝土結合膠，黏鋼膠采用雙酚A改性環氧樹脂和改性胺類固化劑。加固構件材料強度見表1，表中y和u分別為鋼材的屈服強度和極限強度。

加固時，首先將RC柱表面進行鑿毛處理，角鋼黏貼范圍內不得鑿毛，同時將角鋼陽角倒角成圓弧，防止其加載過程中割斷鋼絞線，同時在角鋼兩邊按設計各預留11個螺栓孔，孔徑6 mm，間距60 mm，除銹處理后擰上螺栓，按要求黏貼鋼板，并纏繞和固定鋼絞線，黏鋼膠固化后涂刷界面膠并進行聚合物砂漿抹灰處理。實際工程施工時可通過焊接銷釘以替代螺栓而簡化施工過程。構件加固如圖2所示。

表1 試件材料強度

圖2 柱加固照片

2 主要試驗結果

加固柱分別養護2 d和5 d，軸壓試驗在長安大學結構與抗震實驗室進行。試驗采用200 t液壓式壓力機進行，加載初期荷載按每級60 kN施加，構件開裂后按每級120 kN施加，當加載至極限荷載的80%時，荷載降至每級60 kN。數據采集由DH3816數據采集系統完成。主要測試試件鋼筋應變、混凝土應變、鋼鉸線應變、角鋼應變、軸向位移等，并對裂縫進行觀測，記錄裂縫寬度以及開展情況。

加固柱軸壓試驗主要結果見表2。加固后各柱的早期極限承載力均得到了不同程度的提高：與未加固的RC柱Z02相比，RC柱Z1加固后養護齡期2 d，聚合物砂漿強度13.80 MPa，極限承載力提高幅度為22.13%；RC柱Z2~Z4加固后養護齡期5 d，聚合物砂漿強度達32.61 MPa，與混凝土強度34.10 MPa接近，柱極限承載力提高幅度為35%~45%；相比素混凝土柱Z01，素混凝土加固柱Z5和Z6的聚合物砂漿強度和混凝土強度與Z2~Z4柱的相同，極限承載力提高幅度為48%~52%。與Z01相比，Z02承載力提高了12.96%，原柱鋼筋對承載力影響不大，HPFL?黏鋼聯合加固柱早期效果顯著，隨著養護齡期的增加，聚合物砂漿強度提高，加固柱極限承載力將有進一步提高的趨勢和能力。同時，根據素混凝土柱、鋼筋混凝土柱、素混凝土加固柱和鋼筋混凝土加固柱極限承載力的大小順序可以知：隨柱配筋率的增大，承載力提高。然而隨聚合物砂漿強度提高，加固構件極限承載力對應的位移減小，延性降低。

3 破壞特征

3.1 對比柱

本次試驗對比柱包括素混凝土柱Z01和鋼筋混凝土柱Z02。

Z01破壞見圖3(a)，由于構件未配鋼筋，脆性較明顯，當荷載達到560 kN時，D面頂部中間出現細微裂縫，加載至600 kN時，此裂縫繼續向下延伸220 mm，寬度增大為0.1 mm。荷載達到660 kN，A面底部中間出現裂縫并迅速向上發展，裂縫寬度達到0.2 mm；加載至720 kN時，AB角部混凝土整體脫落，隨著荷載繼續增大，BC角下部混凝土脫落；加載至 1 040 kN時，最大裂縫寬度達到0.38 mm。直到荷載加至1 080 kN，構件發出崩裂的響聲而突然破壞，剪切裂縫貫穿上下表面，表現出明顯脆性破壞特征，構件延性較差。Z02破壞見圖3(b)和3(c)。加載至480 kN時，CD角上部出現裂縫；加載至660 kN時，構件內部發出噼啪響聲，裂縫逐漸增多，最大寬度達到0.1 mm；加載至780 kN時裂縫最大寬度達到0.2 mm；加載至1 080 kN時裂縫最大寬度達到0.44 mm，同時各面裂縫進入不穩定發展階段；荷載達到1 220 kN，整個構件壓屈變形，多個角部混凝土剝離，中間部位向外鼓起，縱筋壓屈，最終破壞時剪切面在柱中部30 cm范圍內。與Z01相比，裂縫出現早，但裂縫發展較緩慢，相同寬度時荷載增大，破壞時脆性較小。

表2 主要試驗結果

注：極限位移為荷載下降至最大荷載的85%時對應的位移。

(a) Z01破壞；(b) Z02破壞；(c) Z02局部破壞

3.2 加固鋼筋混凝土柱

Z1~Z4為加固鋼筋混凝土柱，其中Z1僅養護2 d，砂漿強度13.80 MPa，遠低于混凝土強度，其余加固柱養護5 d，砂漿強度32.61 MPa，與混凝土強度接近。

Z1柱破壞形態如圖4所示，加載至360 kN時首先在B面靠C面一側上部螺栓位置處出現微細裂縫，并沿螺栓向下發展，寬度0.05 mm。荷載達到480 kN時，聽到構件內部發出噼啪的響聲，CD角下部兩側螺栓處均出現裂縫并沿螺栓向上發展，裂縫最寬0.09 mm。加載至660 kN時，A面中間由頂部發生開裂并向下發展，同時發出響聲，裂縫最寬0.15 mm，且條數增多。加載至780 kN時，裂縫寬度0.21 mm；荷載達到1 080 kN時，B面靠C側角鋼沿螺栓形成上下通縫，寬度達到0.35 mm，柱中部出現水平裂縫。荷載達到1 380 kN后裂縫不穩定發展，寬度迅速增加；在1 490 kN時，柱中部鋼絞線拉斷，加固層外鼓并迅速壓潰。剝除酥松砂漿(見圖4(b))，在距頂部25 cm處角鋼和鋼筋均被壓彎，內部混凝土壓酥，手可剝落，未見對比柱中明顯的剪切破壞裂縫。加固層與原混凝土黏結較好，在混凝土結合層上可見聚合物砂漿。雖然齡期才2 d，但HPFL?黏鋼加固層與原RC柱共同工作性能良好。

Z2~Z4柱破壞過程與Z1柱類似，破壞形態接近，加固層共同工作性能良好。構件局部破壞如圖5所示，破壞時加固層均在中部附近壓碎外鼓，內部混凝土壓酥，4個角部砂漿隨中部角鋼壓彎外鼓而出現剝離甚至脫落，角鋼壓彎處鋼絞線均在角鋼尖角位置處被剪斷，試驗表明角鋼陽角倒角弧度不夠，若鋼絞線不被剪斷，加固柱承載力還有提高的可能。

(a) Z1柱整體破壞；(b) Z1柱局部破壞

(a) Z2柱；(b) Z3柱；(c) Z4柱

3.3 加固素混凝土柱

Z5和Z6柱為加固素混凝土柱，破壞過程與Z1~Z4類似，破壞形態如圖6所示。構件破壞時，加固層同樣在柱中部壓碎并外鼓，4個角部砂漿均出現剝離甚至脫離，角鋼中部壓彎，鋼絞線在角鋼尖角處剪斷，但斷裂鋼絞線數量要比鋼筋混凝土加固柱的多，且中部混凝土壓碎范圍大，存在類似Z02柱的斜向剪切裂縫，表現出剪切破壞的特點。加固層與原混凝土黏結良好，同樣具備優良的共同工作性能。

(a) Z5柱整體破壞；(b) Z5柱局部破壞

4 加固柱破壞機理分析

4.1 破壞過程分析

未加固素混凝土柱Z01的荷載?位移曲線如圖7所示，曲線終點為荷載下降至極限荷載的85%時對應的點。Z01破壞過程可分為彈性階段和彈塑性階段。彈性階段，柱軸向承載力與位移成線性比例關系；隨荷載增加，構件發生開裂并進入彈塑性階段，構件剛度很快減小，各個面的縱向裂縫逐步增多并向中間快速發展，寬度增加。達到極限荷載時發出崩裂聲，柱從頂面至底面被斜向切斷，脆性破壞特性顯著。

鋼筋混凝土柱Z02的荷載?位移曲線見圖8。破壞過程可分為彈性、彈塑性和塑性階段。由于箍筋和縱向鋼筋形成完整的鋼筋骨架，并與混凝土整體受力，整個構件共同工作性能良好，彈性階段明顯增加，最大位移達到0.99 mm，荷載480 kN；此后構件開裂明顯并進入彈塑性階段，隨外荷載逐漸增大，裂縫延伸并不斷增多，主裂縫形成，構件剛度減小，縱向受壓變形加速增大，構件發生屈服；繼續加載，構件進入塑性階段，荷載略有增加后逐漸降低，隨軸向受壓變形快速增大，主裂縫寬度增大并發展成破壞，主破壞區位于柱中部，呈斜向剪切裂縫，外圍混凝土壓碎，縱筋受壓彎曲，承載力喪失。與素混凝土柱相比，鋼筋混凝土柱的極限承載力和延性均有所提高。

圖7 Z01荷載?位移曲線及破壞過程

圖8 Z02荷載?位移曲線及破壞過程

HPFL?黏鋼聯合加固鋼筋混凝土柱的荷載?位移曲線見圖9。破壞過程同樣分為彈性、彈塑性和塑性階段。彈性階段由于加固層內鋼絞線、角鋼以及抗剪螺栓與砂漿在剛度、彈性模量、抗拉強度等材料性能方面的差異，以及柱上下表面不平順等原因，在荷載較小時柱端沿螺栓位置和角鋼邊緣處出現細微裂縫；并隨荷載增加，沿螺栓分布方向和角鋼邊緣向柱中部發展，但并不影響構件在荷載?位移曲線上表現出的彈性狀態。構件進入彈塑性階段時，荷載?位移曲線上斜率改變明顯，此時位移1.24 mm，荷載930 kN，比對比構件對應荷載及位移明顯增大。隨荷載增加沿螺栓位置處出現的微裂縫逐漸增大，并向構件兩端延伸，直至上下貫通；構件內部間斷地發出啪啪的響聲，說明內部裂縫發展，鋼絞線受力逐步增大；側面中部出現大量水平和豎向微裂縫，并逐漸加寬。進入塑性階段后，構件表面角鋼處沿螺栓方向的裂縫迅速增大，并逐漸發展成為破損帶，此時核芯混凝土仍受到鋼絞線及箍筋的約束作用，構件承載力還在上升。鋼絞線被割斷后，構件發出崩裂聲，荷載下降，外圍砂漿開始嚴重開裂，中部加固層向外鼓起，構件表面出現水平向裂縫，并出現大塊脫落，未見斜向剪切裂縫。砂漿破碎處角鋼壓彎，鋼絞線在角鋼尖角處剪斷，構件破壞。剝除表面砂漿加固層和酥松混凝土，可見縱筋被壓屈，部分箍筋被拉斷，核芯區混凝土被壓碎，但聚合物砂漿與原構件混凝土黏結仍然良好，加固層未發生整體或較大面積剝離破壞。

圖9 Z4荷載?位移曲線及破壞階段

HPFL?黏鋼聯合加固素混凝土柱荷載?位移曲線與圖9類似，破壞過程與加固鋼筋混凝土柱基本相似。由于配筋率比加固RC柱低，第Ⅲ階段荷載下降較為平緩，最終破壞時仍出現較為顯著的剪切裂縫。

兩類加固柱在破壞模式上存在一定區別，與未加固RC柱相比，剛度大幅提高，但由于材料性能差異以及內部缺陷，其初始剛度顯著低于素混凝土柱的初始剛度。

4.2 特征荷載分析

現將試驗構件破壞過程中不同階段的特征荷載及對應位移等見表3。由表3可見，加固構件開裂荷載均有不同程度降低，由于抗剪螺栓深入加固層砂漿23 mm，接近加固層表面，其與砂漿在強度、彈性模量、收縮性能等方面的差異，構件上下表面不平順，早齡期砂漿強度低及水化不充分等原因，導致構件較早產生裂縫。但由于裂縫僅在加固構件表面，且寬度有限，從荷載?位移曲線來看，構件仍保持彈性狀態。加固構件最大彈性荷載有較大幅度提高，在對比構件的1.25至2.25倍之間；屈服荷載提高1.10至1.50倍，極限荷載提高1.22至1.45倍。由于Z1與其他構件砂漿強度差異較大，承載力提高幅度明顯偏低，但屈服位、移極限位移等要比其他加固構件的大。且加固一定程度上提高了構件延性，由于鋼絞線較早被角鋼切斷，延性性能提高不明顯，加固構件軸向位移延性比的均值僅為Z02的1.20倍，有必要增大角鋼倒角半徑，或將混凝土柱倒角后在兩側分別黏貼鋼板。

4.3 其他主要試驗曲線

試驗測得加固柱縱筋、箍筋、鋼絞線、角鋼的荷載?應變曲線如圖10~13所示。

由圖10和圖11可見，相同荷載情況下，加固構件原縱向鋼筋和箍筋的應變大大降低。由于早期砂漿強度較低，Z1柱加載初期縱向鋼筋應變與對比柱Z02基本一致，而箍筋應變有較大幅度降低，加固效果略低于Z2~Z4構件。由圖12和圖13可見，素混凝土加固柱Z5和Z6的角鋼和鋼絞線應變的變化要比其他加固柱的快，但應變發展趨勢一致。

表3 加固構件荷載特征參數

注：屈服位移y為屈服荷載y對應的位移，極限位移u為荷載下降至85%u時對應的位移，為軸向位移延性比。

以Z4為例，加固柱不同材料的荷載?應變曲線見圖14。加載初期，加固層角鋼應變、加固層砂漿縱向壓應變與原柱縱筋應變基本吻合，砂漿橫向拉應變、箍筋應變、鋼絞線應變也基本吻合，表明HPFL?黏鋼聯合加固柱早齡期共同工作性能良好，加固材料從受荷開始即與原鋼筋混凝土共同參與工作。隨荷載增加，柱出現縱向裂縫后，鋼絞線應變增長迅速加快，一方面是由于鋼絞線彈性模量較低，僅為1.16×105MPa，另一方面是由于加固施工時鋼絞線沒有完全箍緊。隨荷載的增大，由于抗剪螺栓、角鋼等剛度大于砂漿，構件表面裂縫在螺栓處、角鋼邊緣等部位出現并開展，砂漿軸向壓應變、原柱縱筋應變、角鋼應變三者曲線發生分離。箍筋、鋼絞線和角鋼共同約束了核芯混凝土的膨脹，使核芯混凝土處于三軸受壓狀態。當達到極限荷載時，由于角鋼尖角處倒角不夠，鋼絞線存在嚴重的應力集中，沒有完全發揮其最大約束作用就被角鋼剪斷，導致柱承載力下降較快。素混凝土加固構件與Z4柱類似，此處不再贅述。

1—Z02；2—Z1；3—Z2；4—Z3；5—Z4。

1—Z02；2—Z1；3—Z2；4—Z3；5—Z4。

1—Z1；2—Z2；3—Z3；4—Z4；5—Z5；6—Z6。

1—Z1；2—Z2；3—Z3；4—Z4；5—Z5；6—Z6。

1—原柱縱筋應變；2—原柱箍筋應變；3—砂漿橫向應變；4—砂漿縱向應變；5—鋼絞線應變；6—角鋼應變。

5 承載力計算

HPFL?黏鋼聯合加固軸壓柱工作機理與FRP加固、鋼筋網加固等存在相似之處，但卻不完全相同。軸向壓力作用下加固柱截面受力如圖15所示。

軸向壓力使原構件混凝土向外膨脹，通過角鋼把橫向膨脹力傳遞給外圍高強鋼絞線，引起鋼絞線內部產生拉應力。由于力的相互作用，鋼絞線同時通過角鋼對原構件產生相應的被動約束，從而使原構件4個角部角鋼對應的轉角區域(圖15(b)中的區)和中心區域(圖15(b)中的區)混凝土處于三軸受壓狀態，成為加固柱的強約束區。而圖15(b)中區由于鋼絞線柔軟，不存在抗彎剛度，它對核心混凝土的橫向膨脹變形約束力可以忽略，此區域混凝土處于二軸受壓狀態，成為弱約束區。

根據加固柱不同部分承擔的荷載，將其軸壓承載力分為4個部分，分別為加固層砂漿提供的承載力1；黏貼角鋼提供的承載力2；加固層約束下混凝土的承載力3；原柱縱筋所提供的承載力4。

(a) 應力分布；(b) 約束區域；(c) 鋼絞線受力

5.11計算

本次試驗中加固層厚度約為25 mm，實際工程中砂漿加固層一般在20~30 mm之間比較合適。施工過程中，砂漿加固層在上下加載面并不能完全接觸，其提供的軸壓力主要依靠界面傳遞的剪力獲得。現將砂漿加固層分為2個部分：一部分為角鋼表面及角部砂漿，其橫截面總和為1=8+4，為角鋼寬度。它主要依靠螺栓和角鋼表面的結構膠與原構件共同受力，試驗結果發現這部分砂漿在軸壓荷載達到極限荷載的70%~80%時，會沿螺栓位置出現較大的裂縫，并逐漸失去承載能力，故偏安全地將該部分砂漿強度折減為0.7；另一部分為除此以外的加固層砂漿，橫截面總和為2=2[(?2)+(?2)](其中：為原柱截面寬度，為原柱截面高度)。本試驗和其他試驗結果[9]表明，當達到軸壓極限荷載時，加固層砂漿的軸向壓應變為砂漿峰值壓應變的30%左右，故將該部分砂漿強度折減為0.3[10]。所以1計算式為

其中：mc為砂漿軸心抗壓強度。

5.22計算

加固柱4個角黏貼鋼板所提供的軸壓承載力為

5.33計算

加固柱原混凝土承載力3的計算是加固構件承載力的關鍵，同時也是最復雜部分。根據圖15，整個約束區混凝土承載力可以分為弱約束區(區)承載力r和強約束區(區和區)承載力q。

對于弱約束區，由于不考慮鋼絞線本身抗彎剛度，且原柱箍筋至鋼絞線處還存在保護層，因此本區域二軸受壓狀態下混凝土強度提高有限，偏安全地認為其等于原混凝土軸心抗壓強度c。

對于強約束區，由于加固柱存在原箍筋和加固鋼絞線兩層約束，荷載作用下混凝土處于三軸受壓狀態，根據RICHART等[11]對螺旋箍筋柱混凝土抗壓強度的研究，取強約束區混凝土抗壓強度cc為

其中：1為側向約束應力，1為1作用下的應力系數，此處取4.0[12]。

根據圖15(c)，由于1分布實際由柱角向截面中間減小，現假定其分布均勻[13]，由靜力平衡條件可得：

其中：wye為加固鋼絞線抗拉強度；ws1為加固鋼絞線截面積；w為鋼絞線沿柱縱向分布的間距。

另外，原柱箍筋會加強核心區混凝土的約束，因此必須考慮其對1的影響。根據鋼筋等強度代換的原則，將原柱箍筋折算成等量鋼絞線。

加固鋼絞線面積修正為

(6)

其中：sv為原柱箍筋截面積；yv為箍筋抗拉強度；s為箍筋間距；ws2為替代箍筋的那部分鋼絞線截面積。

考慮二者約束核心區混凝土面積的差異，引入鋼絞線體積配筋率f，對原柱核心區約束面積不考慮保護層厚度影響，適當減小f，可使計算偏于安全。對于矩形截面，有：

將式(7)代入式(4)可得：

(8)

考慮混凝土強度與側向約束應力的相互影響關系，引入混凝土強度影響系數c，對1進行修正。當混凝土強度等級不超過C50時取1.0，當其強度大于C80，取0.85，中間線性插值求值[14]。同時考慮鋼絞線被角鋼較早剪斷，不可能達到其抗拉強度wy，現對其強度折減，令wye=wy。為鋼絞線強度折減系數，根據本次試驗測得鋼絞線應變平均值與抗拉強度對應應變的比值取0.55；若無黏貼角鋼并對混凝土構件進行適當倒角時可取為0.72[15]。故式(8)轉換為

假設鋼絞線約束力以拱的形式施加于核心混凝土上，形狀為初始角度成45°的二次拋物線(見圖15(b))，令c=為原柱截面積，則圖15(b)中弱約束區面積r和強約束區面積q分別為：

(10)

并令為界面有效約束率，=q/c，有

將并入式(9)，同時修正式(12)，得：

(13)

5.44計算

原柱中縱筋對軸壓承載力的貢獻為

綜上，將4部分受力相加可得HPFL?黏鋼聯合加固混凝土方柱承載力計算公式為

取鋼筋和角鋼抗壓強度為表1中試驗測試值，截面尺寸為設計尺寸，公式計算軸壓柱承載力見表4。

根據表4，計算值與試驗值之比的均值為1.004，方差為0.002 7，離散系數為0.051 6。由此可見，計算值與試驗值符合良好，可通過本文公式計算HPFL?黏鋼聯合加固方柱軸壓承載力。

表4 加固構件承載力計算值與試驗值之比

6 結論

1) HPFL?黏鋼聯合加固混凝土方柱在加固層約束作用下，核芯混凝土處于三軸受壓狀態，早齡期極限承載力即得到顯著提高，提高幅度為22%~52%，與砂漿早期強度和配筋率等有關。同時，加固柱剛度增大，延性也得到一定程度的改善，變形能力增強。

2) 加固柱破壞形態與對比構件存在顯著差別，素混凝土柱破壞時剪切裂縫貫穿上下表面，脆性破壞特征顯著，延性很差；RC柱破壞時多個角部混凝土剝離，中間外鼓，縱筋壓屈，斜向剪切破壞面僅在柱中部一定范圍內，破壞時脆性較小；加固RC柱沿螺栓在縱向形成主要破壞帶，中部外鼓，砂漿及混凝土壓碎，角鋼壓彎，縱筋壓屈，鋼絞線在角鋼尖角處剪斷，部分箍筋被拉斷；素混凝土加固柱與RC加固柱類似，但破壞面仍出現斜向剪切裂縫。

3) 加固柱由于加固層鋼絞線、角鋼以及抗剪螺栓與砂漿在剛度、彈性模量、抗拉強度等材料性能方面的差異、上下表面不平順、早齡期強度低，水化不充分等原因，在荷載較小時柱端沿螺栓位置和角鋼邊緣出現細微裂縫，并隨荷載增加，沿螺栓分布方向和角鋼邊緣向柱中部發展，但在荷載位移曲線上仍表現為彈性狀態。

4) 由于角鋼角部倒角有限，導致鋼絞線在此處存在嚴重應力集中，并較早被角鋼剪斷，雖然應變測試值表明其已達到或接近破壞，但沒有充分發揮其約束功能，使得加固柱后期延性較差，為改善其性能可增大角鋼倒角半徑或者柱倒角后在兩側黏貼鋼板。

5) 加載初期，加固層角鋼應變、加固層砂漿縱向壓應變與原柱縱筋應變基本吻合，砂漿橫向拉應變、箍筋應變和鋼絞線應變基本吻合；隨著荷載的增大，加固構件形成裂縫并開展，不同材料應變曲線發生分離，整個加載過程中加固構件整體性及共同工作性能良好。

6) 在試驗分析基礎上建立了HPFL?黏鋼聯合加固RC方柱軸心受壓承載力計算公式，可用作相應構件加固計算。

[1] 邢國華, 付國, 劉伯權. 鋼絞線(絲)網?聚合砂漿加固鋼筋混凝土梁受彎性能研究[J]. 工程力學, 2013, 30(1): 359?364.XING Guohua, FU Guo, LIU Boquan. Study on flexural behavior of reinforced concrete beam strengthened with steel wire mesh and polymer mortar[J]. Engineering Mechanics, 2013, 30(1): 359?364.

[2] 黃華, 劉伯權, 吳濤. 高強鋼絞線網加固 RC 梁抗剪性能及計算方法[J]. 中南大學學報(自然科學版), 2011, 42(8): 2485?2492. HUANG Hua, LIU Boquan, WU Tao. Shear performance and design methods of strengthened RC beams with high strength steel wire mesh[J]. Journal of Central South University: Science and Technology, 2011, 42(8): 2485?2492.

[3] 黃華, 劉伯權, 賀拴海, 等. 高強鋼絞線網加固RC梁抗剪剝離承載力計算[J]. 中國公路學報, 2013, 26(2): 102?109, 118.HUANG Hua, LIU Boquan, HE Shuanhai, et al. Calculation of shear debonding capacity of RC beams strengthened with high strength steel wire mesh[J]. China Journal of Highway and Transport, 2013, 26(2): 102?109, 118.

[4] 杜青, 蔡美峰, 李曉會. 粘貼鋼板加固鋼筋混凝土梁的分離式有限元模型[J]. 工程力學, 2007, 24(3): 154?158.DU Qing, CAI Meifeng, LI Xiaohui. Separate finite element modeling of reinforced concrete beams bonded with steel plates[J]. Engineering Mechanics, 2007, 24(3): 154?158.

[5] 周長東, 白曉彬, 趙鋒, 等. 預應力纖維布加固混凝土圓形截面短柱軸壓性能試驗[J]. 建筑結構學報, 2013, 34(2): 131?140.ZHOU Changdong, BAI Xiaobin, ZHAO Feng, et al. Experimental study on circular concrete short columns strengthened with pre-stressed FRP under axial compression[J]. Journal of Building Structures, 2013, 34(2): 131?140.

[6] 郭子雄, 曾建宇, 黃群賢, 等. 預應力鋼板箍加固RC柱軸壓性能試驗研究[J]. 建筑結構學報, 2012, 33(11): 124?131.GUO Zixiong, ZENG Jianyu, HUANG Qunxian, et al. Experimental study on axial compression behavior of RC columns retrofitted by prestressed steel jackets[J]. Journal of Building Structures, 2012, 33(11): 124?131.

[7] 盧亦焱, 史健勇, 黃銀燊. 外包角鋼加固鋼筋混凝土柱軸心受壓承載力計算方法研究[J]. 應用力學學報, 2008, 25(4): 719?723.LU Yiyan, SHI Jianyong, HUANG Yinshen. Bearing capacity calculation method for axially compressed RC columns strengthened with angle steel[J]. Chinese Journal of Applied Mechanics, 2008, 25(4): 719?723.

[8] 蔣隆敏, 尚守平, 曹暉. HPFL二次受力加固RC偏壓柱試驗研究[J]. 合肥工業大學學報(自然科學版), 2010, 33(6): 868?872, 880.JIANG Longmin, SHANG Shouping, CAO Hui. Experimental investigation into the strengthening of eccentrically compressed RC column using HPFL under twice loading[J]. Journal of Hefei University of Technology, 2010, 33(6): 868?872, 880.

[9] 吳小勇, 李豐豐, 嚴洲, 等. 鋼筋鋼絲網砂漿加固混凝土圓柱的抗軸壓性能[J]. 工程力學, 2011, 28(1): 131?137.WU Xiaoyong, LI Fengfeng, YAN Zhou, et al. Axial compression performance of concrete columns strengthened by steel bar and wire mesh mortar[J]. Engineering Mechanics, 2011, 28(1): 131?137.

[10] CECS 242—2008. 水泥復合砂漿鋼筋網加固混凝土結構技術規程[S].CECS 242—2008. Technical specification for strengthening concrete structures with grid rebar and mortar[S].

[11] RICHART F E, BRANDTZAEG A, BROWN R L. The failure of plain and spirally reinforced concrete in compression[R]. Urbana-Champaign: University of Illinois, Engineering Experiment Station, 1929.

[12] 張嘉琪, 黃鼎業, 王溥. FRP加固混凝土短柱的抗壓強度[J]. 建筑材料學報, 2000, 3(4): 323?327.ZHANG Jiaqi, HUANG Dingye, WANG Pu. Compressive strength of concrete short columns strengthened with FRP[J]. Journal of Building Material, 2000, 3(4): 323?327.

[13] 蔣隆敏. 鋼筋網高性能水泥復合砂漿加固RC柱在靜載與低周反復荷載作用下的性能研究[D]. 長沙: 湖南大學土木工程學院, 2006: 36?74.JIANG Longmin. The research on the performance of RC columns strengthened with high performance composite cement morter laminates[D]. Changsha: Hunan University. School of Civil Engineering, 2006: 36?74.

[14] GB 50367—2013. 混凝土結構加固設計規范[S].GB 50367—2013. Design code for strengthening concrete structure[S].

[15] 劉偉慶, 潘曉峰, 王曙光. 高強鋼絞線網?聚合物砂漿加固小偏心受壓混凝土柱的極限承載力分析[J]. 南京工業大學學報(自然科學版), 2010, 32(1): 1?6.LIU Weiqing, PAN Xiaofeng, WANG Shuguang. Ultimate bearing capacity of RC columns strengthened by composite cover of high strength wire cable mesh and polymer mortar on small eccentric loading[J]. Journal of NanJing University of Technology (Natural Science Edition), 2010, 32(1): 1?6.

(編輯 趙俊)

Early axial compression performance of square columns strengthened with HPFL and bonded steel plates

HUANG Hua1, LIU Boquan1, SHI Jinhui1, ZHANG Feng1, LU Yonggang2

(1. School of Civil Engineering, Chang’an University, Xi’an 710061, China;2. Beijing Allied Rongda Engineering Material Co. Ltd., Beijing 101400, China)

Axial compressive tests were conducted to investigate the early load-carrying capacity of the square concrete columns strengthened with high performance ferrocement laminate (HPFL) and bonded steel plates. The failure mechanism of the strengthened plain concrete columns and the strengthened RC columns were analyzed. Based on experimental analysis of the RC strengthened square columns, the formulae of the axial compression bearing capacity were proposed. The results show that the reinforcing layer works together with the original columns as a whole. Under the constraint effect of the reinforcing layer, the core concrete of the strengthened columns is in triaxial compressive stressed condition, and the load-carrying capacity increases obviously at the early-age, and deformation capacity is also improved. When the strengthened RC columns were in failure, the main damage zones came into being along the longitudinal bolts, and the mortar and concrete were crushed and bulged outward in the middle of the columns. In addition, the angle bars and the longitudinal steel bars buckled, and the steel wires were cut off at the corner of the angle bars, and some stirrups ruptured. When the strengthened plain concrete columns were in failure, the diagonal shear cracks came into being in the middle of the columns. Because of the limited chamfer size of angle bars, the steel wires were cut off earlier. Enlarging the chamfer size of angle bars or bonding steel plates after chamfering the original columns, the post-peak ductility would be improved.

strengthening with HPFL and bonded steel plates; concrete columns; early-age; axial compression performance; load-carrying capacity

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.06.030

TU375.3

A

1672?7207(2017)06?1635?10

2016?06?17；

2016?09?06

國家自然科學基金資助項目(51308065)；中國博士后科學基金資助項目(2012M511956，2014T70896)；中央高校基本科研業務費專項資金資助項目(310828173401)；陜西省自然科學基礎研究計劃項目(2016JM5050)(Project(51308065) supported by the National Natural Science Foundation of China; Projects(2012M511956, 2014T70896) supported by the China Postdoctoral Science Foundation; Project(310828173401) supported by the Fundamental Research Funds for the Central University; Project(2016JM5050) supported by the Natural Science Foundation of Shanxi Province)

黃華，博士，教授，從事結構工程抗震及加固改造研究；E-mail：huanghua23247@163.com