預應力鋼帶加固混凝土圓柱軸壓性能試驗

張 波，楊 勇，夏澤宇,3

(1.陜西理工大學土木工程與建筑學院，漢中 723001；2.西安建筑科技大學土木工程學院，西安 710055； 3.周口市發展和改革委員會，周口 466000)

0 引 言

對混凝土柱進行橫向約束，可使其處于三向受壓狀態，充分發揮混凝土材料的力學性能，有效克服應力、應變滯后問題，從而提高混凝土柱的承載能力和變形性能。目前，國內外學者提出了預應力鋼絞線[1-2]、預應力鋼板箍[3-4]、形狀記憶合金[5-6]和預應力纖維布[7]等主動預應力約束加固技術。

在現有研究基礎上，楊勇等[8]創新開發了預應力鋼帶加固方法。該方法在構件外表面沿橫向等間距布置鋼帶，通過拉緊鋼帶，使鋼帶對混凝土構件產生非常大的橫向約束預應力，從而使構件中混凝土受到主動橫向約束，混凝土受到橫向約束后，混凝土的強度和變形能力均可以得到有效提高，并且開裂也可以得到很好的限制或延緩，從而在整體上改善混凝土構件的受力性能。而且施工過程為干作業，快捷方便；采用機械錨固，避免使用膠黏劑產生老化。本文對預應力鋼帶加固混凝土圓柱軸壓性能進行了試驗研究，研究了鋼帶間距、鋼帶層數等因素對混凝土圓柱承載力及變形性能的影響，并在試驗研究的基礎上，建立了預應力鋼帶加固混凝土圓柱極限強度模型。

1 實 驗

1.1 試件設計

試件共設計C20、C30兩種類型36根混凝土圓柱，其中4根未加固對比試件，32根加固試件，重點考察鋼帶間距和鋼帶層數對試件承載力和變形能力的影響。鋼帶設計預拉應變為2.5×10-3。鋼帶間距、鋼帶層數等具體設計參數見表1。

表1 試件設計參數Table 1 Test parameters of specimens

在試件端部增設鋼帶以防止受壓破壞，其中直徑300 mm、400 mm的試件分別增設兩道和三道。加固方案如圖1所示(D為試件直徑，H為試件高度)。

圖1 試件加固方案Fig.1 Reinforcement scheme of specimens

1.2 預應力鋼帶加固施工步驟

(1)表面處理：利用角磨機等工具將試件表面打磨平整，保證鋼帶能與混凝土表面良好接觸，避免受力過程中產生應力集中現象。

(2)放線、下料：根據所設計的鋼帶間距，在試件表面放線標出鋼帶位置，通過計算試件橫截面的周長從而確定鋼帶的長度，下料長度約比周長長15～20 cm。

(3)扎捆機打包加固：將打包扣穿入已裁剪好的鋼帶，在距鋼帶端部大約80 mm處彎折，將鎖扣移動至該彎折處，將鋼帶的另一端繞柱一周然后插入鎖扣，并拉出少量距離，便于鋼帶能夠通過拉緊器拉緊。施加預應力的大小可通過測量事先粘貼在鋼帶表面的應變片的應變值來進行控制。當達到設計初始應力值時，停止張拉鋼帶，進行鎖扣錨固，然后折斷鋼帶，完成打包加固[9]。

1.3 材料性能

采用商品混凝土，分次澆筑C20和C30混凝土。分次澆筑時均參考現行國家標準《混凝土結構試驗方法標準》(GB/T 50152—2012)[10]，各預留6個150 mm×150 mm×150 mm標準立方體試塊，并與試件相同條件下養護。試塊按《混凝土物理力學性能試驗方法標準》(GB/T 50081—2019)[11]進行材料力學性能試驗，測試結果如表2所示。

表2 混凝土力學性能Table 2 Mechanical properties of concrete

加固鋼帶采用寶鋼生產的ULT1000型不銹鋼鋼帶，試驗試件按照《金屬材料拉伸試驗第1部分:室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)[12]進行制作，其材料性能試驗結果如表3所示。

表3 鋼帶幾何尺寸及材料性能Table 3 Dimensions and properties of steel strip

1.4 試驗過程

1.4.1 加載裝置

試驗在西安建筑科技大學結構實驗室進行，采用5 000 kN和20 000 kN液壓試驗機進行加載，如圖2所示。

圖2 試驗加載裝置圖Fig.2 Diagrams of test setup

1.4.2 加載方法和測量

試驗過程采用位移控制進行單調加載，參照《混凝土結構試驗方法標準》(GB/T 50152—2012)[13]的要求，在正式加載前，預加載50 kN左右檢查上、下壓板接觸情況。正式加載采用位移控制，初期按0.5 mm/min速率進行加載，后期按0.2 mm/min速率進行加載，當荷載下降到峰值荷載的85%時停止并卸載。

在加載過程中，試件在柱子周圍對稱布置四個拉線式位移計測量軸向位移，通過制作的圓形套箍固定拉線式位移計的底座和上部磁鐵，螺桿插入到孔內防止鋼帶斷裂損傷位移計，如圖3所示。

圖3 位移計布置圖Fig.3 Layout diagram of displacement meter

在靠近試件中部的3條鋼帶上布置2個應變片，當多層加固時，只在最外層布置應變片，應變片布置如圖4所示。

圖4 應變片布置示意圖Fig.4 Layout diagram of strain gauges

2 試驗結果與分析

2.1 受力機理與破壞過程

預應力鋼帶加固系列試件和對比柱SC系列試件的荷載-位移(P-d)曲線如圖5所示。

圖5 試件的荷載-位移曲線Fig.5 Load-displacement curves of specimens

2.1.1 未加固試件

軸壓應力較低的初期，圓柱承載力和豎向位移呈線性增加，表面無明顯現象。在約極限荷載的70%時，柱子內部的混凝土有開裂聲響，然后中間出現多處斜裂縫和豎向裂縫，豎向裂縫很快貫通。隨后，柱子表面開始剝落，當達到峰值荷載時，柱子表面出現大量斜裂縫，承載力急劇下降，不存在持荷階段。

2.1.2 加固試件

加固試件的P-d曲線(見圖5)可分為三個階段。

以C30/1000/150/1試件為例，其P-d曲線及變形示意圖見圖6。第一階段為彈性階段：從開始加載直至荷載達到峰值荷載的60%～70%，荷載-位移曲線呈線性增長，沒有明顯的變化，和對比試件相同。

圖6 C30/1000/150/1試件荷載-位移曲線及變形示意圖Fig.6 Load-displacement curve and deformation diagram of C30/1000/150/1

第二階段為帶裂縫工作階段：荷載繼續增大，柱子表面許多地方出現豎向裂縫，可以聽到混凝土內部開裂的聲音；繼續加載，達到峰值荷載的80%時，試件有外鼓現象，鋼帶的應變值明顯增加，表面混凝土脫落起皮；隨后，混凝土柱表面裂縫貫通。

第三階段為屈服階段：峰值荷載之后，鋼帶已基本達到屈服，裂縫繼續發展，試件進一步發生側向膨脹，混凝土剝落嚴重，當荷載達到峰值荷載的85%左右時，加載停止。部分試件最終破壞照片如圖7所示。

圖7 部分加固試件破壞形態Fig.7 Failure modes of partially reinforced specimens

由圖5可以得到如下結論：

(1)在加載過程中，鋼帶主動橫向約束使混凝土處于三向受壓狀態，核心混凝土得到“約束剛度”，抗壓強度得到提高，混凝土中裂縫的發育受到有效抑制，隨著鋼帶層數的增加以及間距的減小，第Ⅰ、Ⅱ階段的分界點越高，曲線上升斜率越大，極限承載力也越大。

(2)在峰值荷載后，鋼帶層數增加以及鋼帶間距減小均可使加固試件的曲線下降段逐漸趨緩，變形能力良好，這是由于鋼帶可有效約束混凝土中裂縫的擴展以及剝落。

(3)在約束較強的試件中，試件外鼓和脫落現象明顯，混凝土普遍被壓碎，導致柱的破壞。隨著鋼帶層數增加以及間距減小，混凝土柱的破壞也越嚴重。并且鋼帶應力急劇增大，導致部分試件鋼帶有發生斷裂的現象。

2.2 承載力分析

表4給出了試件主要階段的試驗數據，分析可得到如下結論：

表4 主要試驗結果Table 4 Main test results

(1)通過預應力鋼帶加固，柱子峰值承載力得到顯著提高。C20類型試件最大提高了224.5%，C30類型試件最大提高了208.5%。

(2)隨著鋼帶層數的增多，其他參數不變，試件峰值承載力隨之增大。如試件C30/750/50/1、C30/750/50/2、C30/750/50/3峰值承載力提高幅度分別為89.6%、135.5%、208.5%。試件C20/1000/50/1、C20/1000/50/2、C20/1000/50/3峰值承載力提高幅度分別為57.6%、126.0%、156.0%。

(3)隨著鋼帶間距的減小，其他參數不變，試件峰值承載力隨之增大。如試件C20/750/150/3、C20/750/100/3、C20/750/50/3峰值承載力提高幅度分別為52.0%、129.1%、224.5%。試件C30/750/150/2、C30/750/100/2、C30/750/75/2和C30/750/50/2峰值承載力提高幅度分別為66.8%、74.9%、102.1%和135.5%。

(4)試件尺寸越小，其他參數不變，試件峰值承載力隨之增大。如試件C30/1000/50/3和C30/750/50/3承載力提高幅度分別為172.1%和208.5%。試件C20/1000/50/3和C30/750/50/3承載力提高幅度分別為156.0%和224.5%。說明試件尺寸越小，鋼帶對核心混凝土區域的橫向約束作用越強。

3 預應力鋼帶加固混凝土圓柱軸壓承載力分析

3.1 基本假定

為簡化計算并保證預應力鋼帶橫向約束混凝土柱受力性能的準確分析，提出如下基本假定：

(1)僅考慮預應力鋼帶對混凝土的環向約束作用，即只有拉應力，忽略其承擔的豎向荷載。

(2)變形前后橫截面始終保持平面，橫截面上各點應力均勻分布,應變相等。

(3)鋼帶與混凝土之間變形協調，共同工作，無相對滑移。

3.2 等效約束應力計算

鋼帶提供給核心混凝土的是沿一周不均勻的側向約束力，假設鋼帶在S范圍內提供給混凝土的等效側向約束應力fel沿柱縱向均勻分布，受力情況如圖8所示。

圖8 柱截面側向約束應力的分布Fig.8 Distribution of lateral constraint stress of column section

根據力的平衡關系可以得到fel的計算表達式：

(1)

簡化得：

(2)

式中：fel為等效側向約束應力；S為鋼帶間距；α為微元與指定起始半徑的夾角；As為鋼帶截面面積，As=tsws；n為鋼帶層數；ts為鋼帶的計算寬度；ws為鋼帶的計算厚度；fss為鋼帶在峰值時的有效拉應力；D為混凝土柱直徑。

依據《混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)[14]，借鑒螺旋箍筋的體積配箍率，給出鋼帶約束混凝土的體積配帶率ρss：

(3)

式中：Ac為混凝土截面面積。

因此，式(2)進一步簡化為:

(4)

3.3 鋼帶間距影響系數

本試驗中鋼帶并不是全包裹，而是采用等間距包裹。這樣，鋼帶的約束就不同于完全包裹。無鋼帶纏繞部分是試件最薄弱的部分，該截面面積作為鋼帶的有效約束面積[15]，并引入鋼帶間距影響系數βs。

鋼帶約束混凝土的受力機理類似于箍筋和纖維增強復合材料(fiber reinforced polymer, FRP)約束混凝土，當鋼帶纏繞時，側向約束力通過拱效應施加到核心混凝土上，假設拱效應初始角為45°拋物線[16]，示意圖如圖9所示。

圖9 約束混凝土圓柱有效約束面積模型Fig.9 Effective constrained area model of confined concrete column

薄弱截面1-1處的有效約束面積Ae為：

(5)

混凝土截面面積Ac為：

(6)

則鋼帶的間距影響系數βs為：

(7)

式中：Ae為有效約束面積；Ac為混凝土截面面積；Ss為鋼帶凈距；D為混凝土圓柱直徑。

根據3種間距試件的加固方式，可由式(7)計算出間距影響系數值，見表5～表6。

表5 間距影響系數(直徑300)Table 5 Spacing influence coefficients (diameter 300)

表6 間距影響系數(直徑400)Table 6 Spacing influence coefficients (diameter 400)

3.4 計算模型的提出

預應力鋼帶約束混凝土柱的力學機理與螺旋箍筋柱和FRP約束混凝土柱相似，均是受壓混凝土側向變形受到約束，混凝土核心區處于三向受壓應力狀態[17]，抗壓強度提高。故假設鋼帶約束圓形混凝土柱的極限強度計算模型為：

(8)

式中：f′co為素混凝土極限抗壓強度；f′cc為預應力鋼帶約束混凝土極限抗壓強度；k1為應力提高系數。

結合文獻[18]，定義f′cc/f′co和βsfel/f′co分別為強度比和修正后約束比，對式(8)中的k1進行數值回歸，約束后應力提高系數k1為6.316 8，可近似取為6.5，因此預應力鋼帶約束混凝土柱極限強度的計算模型為：

(9)

擬合結果見圖10，計算值與試驗值的對比見表7。表中σm,t為極限強度試驗值，即試驗所得峰值荷載Pm與試件截面積Ac的比值，σm,c為公式(9)計算所得極限強度計算值。總體看來，計算值與試驗值吻合程度較好，利用本文所提出的極限強度計算模型計算精度較高。

圖10 強度比-修正約束比關系曲線Fig.10 Strength ratio-modified constraint ratio curve

表7 計算值與試驗值對比Table 7 Comparison of calculation value and experimental value

4 結 論

(1)通過預應力鋼帶可對混凝土柱施加橫向側向力，對混凝土起到有效的約束作用，試件在軸心壓力下處于三向受壓狀態，從而延緩裂縫的開展及發育，充分發揮了混凝土材料的力學性能，大大提高了構件的承載力和變形能力。

(2)在鋼帶間距相同條件下，隨著鋼帶層數的增加,混凝土柱承載力和變形能力隨之大幅度提高；鋼帶層數相同條件下，隨著鋼帶間距的減小，混凝土柱承載力和變形能力隨之大幅度提高。

(3)在試驗研究的基礎上，探討了預應力鋼帶加固混凝土柱軸壓受力機理，給出了預應力鋼帶約束混凝土圓柱的極限強度計算模型，試驗結果和計算結果吻合較好。