高強鋼絞線網/ECC加固RC柱小偏心受壓性能研究

王新玲， 趙要康， 王利超， 羅鵬程， 范家俊

（鄭州大學 土木工程學院，河南 鄭州 450001）

鋼筋混凝土（RC）柱是豎向受壓結構的重要組成部分，然而，由于受長期服役產生損傷、結構功能變化、設計標準和安全儲備性能提高等因素的影響，需對既有RC柱進行增強加固.近年來，纖維水泥基復合材料（ECC）因其優良的變形性能、抗裂性能及耐久性等［1-2］已被逐漸應用于RC柱的增強加固［3］.但單一ECC材料仍存在抗拉強度偏低的不足，國內外學者通過增強材料（纖維增強復合材料FRP、鋼筋網等）來提高其工作性能，并應用于RC柱的增強加固以提升其整體性能.Al-Gemeel等［4］將玄武巖纖維增強復合材料（BFRP）增強ECC用于約束混凝土柱，有效提高了其承載能力及延性.袁超［5］對鋼筋網增強ECC加固RC柱進行了偏心受壓試驗，提出了鋼筋網增強ECC加固RC偏壓柱承載力的計算方法.此外，高強鋼絞線與FRP相比具有更優的經濟性，與普通鋼筋相比具有更高的強度，因此，部分學者將鋼絞線與聚合物砂漿組合應用于增強加固RC構件.Zhao［6］將鋼絲網增強改性高強砂漿用于混凝土柱的加固，有效提高了其承載能力、變形能力和耗能能力.孫延華等［7］對鋼筋/鋼絲網砂漿加固RC梁進行了抗剪試驗研究，給出了加固梁抗剪承載力和斜裂縫寬度的計算公式.

綜上所述，研究團隊結合ECC和高強鋼絞線的優點，提出了一種能充分發揮兩者優勢的新型復合材料：高強鋼絞線網/ECC（HSME）.材料研究表明其具有優異的力學性能［8-11］，高強鋼絞線與ECC可很好地協同工作，具有更高的抗拉強度、變形能力及裂縫分散控制能力.為將該材料應用于既有混凝土結構工程加固中，有效提升加固結構的整體性能，并解決RC小偏心受壓柱脆性破壞及耐久性不足等問題，本文提出將高強鋼絞線網/ECC用于加固RC小偏心受壓柱，并通過試驗研究其受壓性能.

1 試驗

1.1 試件設計

本試驗共制作了5根RC柱，其尺寸和截面配筋如圖1所示，其中混凝土強度等級為C40，縱筋和箍筋強度等級均為HRB400.試件參數見表1.因加固后柱截面尺寸大于未加固柱，初始偏心距采用相對初始偏心距e0/h（e0為軸向力作用點對截面重心的偏心距；h為加固后柱截面高度）.表1中：d為鋼絞線公稱直徑；s為橫向鋼絞線間距；n為受拉（壓）側縱向鋼絞線根數；ρw為縱向鋼絞線配筋率.

圖1 RC柱尺寸和截面配筋示意圖Fig.1 Geometries and reinforcement details of RC columns（size： mm）

表1 試件參數Table 1 Parameters of specimens

1.2 加固方案設計

參考GB 50367—2013《混凝土結構加固設計規范》，RC柱采用四面圍套的外加層構造方式（見圖2），外側布置高強鋼絞線網，橫向鋼絞線在縱向鋼絞線內側.其中，橫向鋼絞線纏繞RC柱一周并在兩端采用鋁環連接，即將鋼絞線兩端伸入到鋁環的2個孔內進行搭接，形成對混凝土的橫向有效約束作用.受拉（壓）側縱向鋼絞線在柱兩端彎折90°至柱頂和柱底進行錨固，對于實際既有結構中的框架柱可以采用植筋法［12］進行錨固.

圖2 加固RC柱示意圖Fig.2 Reinforcement diagram of RC column（size： mm）

加固施工工藝參考JGJ 337—2015《鋼絞線網片聚合物砂漿加固技術規程》，首先對RC柱表面進行鑿毛處理，將4條側棱打磨成半徑15 mm的圓弧，對受拉（壓）側進行刻槽處理；然后進行高強鋼絞線網綁扎，張拉預緊后進行錨固；接著清洗表面并噴灑界面劑；最后采用分層的方式進行ECC澆筑并養護.ECC加固柱除未在RC柱外側布置高強鋼絞線網外，其加固方式與HSME加固RC柱一致.

1.3 材料性能試驗

澆筑RC柱的同時制備邊長150 mm的混凝土立方體試塊，實測其抗壓強度均值為45.9 MPa.試驗所用縱筋和箍筋屈服強度分別為448、467 MPa，極限抗拉強度分別為654、678 MPa.鋼絞線實測截面面積為2.83 mm2，抗拉強度為1 546.5 MPa，彈性模量為128 GPa，極限拉應變為2.9%.ECC中聚乙烯醇（PVA）纖維體積分數為2%，其余配合比（以水泥質量計）見表2，所用細砂粒徑不大于74 μm，PVA纖維性能見表3.ECC力學性能見表4.

表 2 ECC配合比Table 2 Mix proportion of ECC

表 3 PVA纖維性能Table 3 Properties of PVA fibers

表 4 ECC力學性能Table 4 Mechanical properties of ECC

1.4 試驗加載和量測方案

本試驗采用荷載分級控制在5 000 kN壓力試驗機上進行加載，如圖3所示.正式加載前，先對試件進行預加載，以確保試驗裝置處于正常工作狀態，然后進行正式加載.達到極限荷載后，持續加載直至破壞或承載力降至峰值荷載的70%.

圖3 試驗加載裝置示意圖Fig.3 Schematic of test setup

試驗中通過力傳感器對荷載進行監控，采樣頻率為2次/s.在試件彎曲平面內沿高度方向在頂部、中部、底部布置位移計（LVDT）來測量其側向撓度，在試件受拉（壓）側中部沿縱向粘貼應變片來測量ECC（混凝土）拉壓應變，在試件跨中側面等間距粘貼5個應變片來測量其跨中截面應變，在縱筋中部延縱向粘貼應變片來測量其拉壓應變.

2 試驗現象

2.1 未加固RC柱

加載前期，未加固RC柱試件RC-C表面基本無變化.加載至峰值荷載的90%左右時，在受壓側出現豎向裂縫，并伴隨明顯混凝土碎裂聲，距RC柱底部約30 cm處出現裂縫，并隨即向支座方向斜向開展.當荷載達到峰值荷載時，RC柱根部受壓側混凝土壓碎，部分縱筋受壓屈曲，承載力急劇下降，破壞無明顯征兆，為典型的小偏心受壓脆性破壞（見圖4）.

圖4 未加固RC柱的破壞形態Fig.4 Failure pattern of RC-C

2.2 ECC加固RC柱

當加載至峰值荷載的25%左右時，ECC加固RC柱試件ECC-RC受拉側出現細微水平裂縫，寬度為0.01 mm.繼續加載，受拉側出現新裂縫且原有裂縫不斷發展.當加載至峰值荷載的80%左右時，受壓側頂部出現豎向裂縫，伴隨ECC中纖維拉拔斷裂的“咝咝”聲.達到峰值荷載時，受壓側最大裂縫寬度為0.25 mm.隨后荷載緩慢下降，裂縫明顯變寬，當降至峰值荷載的80%左右時，受壓側頂部ECC被壓碎，此時試件ECC-RC的跨中側向撓度為5.09 mm.而未加固RC柱在混凝土壓碎時的跨中側向撓度為3.16 mm.這說明ECC加固RC柱呈現出較為明顯的撓曲變形，表現出一定的延性破壞特點，且受壓區ECC損傷破壞面積明顯大于受拉區（見圖5）.

圖5 ECC加固RC柱的破壞形態Fig.5 Failure pattern of ECC-RC

2.3 HSME加固RC柱

在小偏心荷載作用下，3組HSME加固RC柱的破壞形態類似，因此僅列舉試件HSME-RC1的破壞形態，如圖6所示.當荷載達到峰值荷載的25%左右時，試件HSME-RC1受拉側中部出現數條水平細微裂縫，寬度為0.01 mm.繼續加載，裂縫數量增多，寬度基本無變化.當加載至峰值荷載的80%左右時，受壓側開始出現豎向裂縫，此時受拉側最大裂縫寬度增大至0.07 mm.繼續加載，受壓側裂縫不斷出現，裂縫寬度增加緩慢，表面裂縫分布具有明顯密而細的特點.當荷載達到峰值荷載時，受壓側最大裂縫寬度為0.20 mm，滿足GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》中對混凝土結構正常使用極限狀態下裂縫寬度的要求.此時，伴隨有ECC內纖維拉拔斷裂的“咝咝”聲.之后，隨著荷載的緩慢下降，試件變形明顯增大，裂縫明顯變寬.當荷載降至峰值荷載的75%左右時，受壓側底部ECC被壓碎，且可聽到鋼絞線的拉斷聲，破壞過程發展緩慢.HSME加固RC柱在ECC壓碎時的跨中側向撓度為6.93～7.69 mm，而ECC加固RC柱在ECC壓碎時的跨中側向撓度為5.09 mm，較ECC加固RC柱有更大的撓曲變形，表現出更為明顯的延性破壞特點，且受壓區壓碎面積明顯大于受拉區.

圖6 試件HSME-RC1的破壞形態Fig.6 Failure pattern of specimen HSME-RC1

2.4 HSME加固RC柱受力機理和破壞模式分析

各加固RC柱的裂縫分布如圖7所示.由圖7可見：在小偏心荷載作用下，HSME加固RC柱受拉區面積較小，受拉側HSME加固層承擔了較多的拉力，出現細微裂縫，但ECC中短纖維尚未被拉斷，依然可以承擔拉力，達到峰值荷載時最大裂縫寬度僅為0.07 mm；HSME加固層內的高強鋼絞線網與ECC協同工作，可更好地限制裂縫的開展，因此HSME加固RC柱受拉側的裂縫數量和長度明顯小于ECC加固RC柱；HSME加固RC柱受壓側壓應變和壓應力較大，由HSME加固層與RC柱共同承擔，達到峰值荷載時，受壓側加固層出現豎向裂縫、并被壓碎.從HSME加固RC柱整體受力角度分析，隨著核心混凝土橫向膨脹變形的增大，HSME加固層對核心混凝土產生套箍效應，為受壓區混凝土提供了有效的側向約束，既延緩了受壓側加固層和核心混凝土接觸面剝離的產生，又起到了明顯提高其承載力的作用.

圖7 各加固RC柱的裂縫分布Fig.7 Crack distribution of strengthened RC columns

對比圖7（a）、（b）、（c）可知，當相對初始偏心距相同時，HSME加固RC柱的表面裂縫分布較ECC加固RC柱更加均勻、細密，說明高強鋼絞線網能有效改善裂縫分布形態，HSME加固RC柱整體性能更好.對比圖7（b）、（c）可知，縱向鋼絞線配筋率的改變對試件受拉側表面裂縫分布影響較大，縱向鋼絞線配筋率越大，試件受拉側表面裂縫分布越均勻、間距越小，對受壓側影響越小.對比圖7（b）、（d）可知，相對初始偏心距越大，試件受拉側表面裂縫越多、寬度越大.ECC加固RC柱的破壞模式為受壓側混凝土和ECC被壓碎，損傷較重，而3根HSME加固RC柱的破壞模式均為受壓側出現豎向主裂縫、ECC和混凝土被壓碎，損傷較輕，說明HSME加固RC柱的整體性能更好.

3 結果與分析

將所有試件均加載至極限破壞狀態，得到的主要試驗結果見表5.表5中：Ncr為開裂荷載；Np為峰值荷載；ncr、np分別為加固RC柱開裂荷載、峰值荷載相對于未加固RC柱開裂荷載、峰值荷載的增加率；Δy為屈服撓度，取荷載-跨中側向撓度曲線上屈服點所對應的撓度，屈服點采用文獻［13］中最遠點法確定；Δu為極限撓度，取荷載降至峰值荷載的75%時所對應的跨中側向撓度；μ為延性系數；β為加固RC柱延性系數相對于未加固RC柱延性系數的增加率.

表5 主要試驗結果Table 5 Main test results

3.1 開裂荷載

由表5可知：ECC加固RC柱的開裂荷載較未加固RC柱提高了86.7%，證明了ECC優異的抗拉性能；HSME加 固RC柱 試 件HSME-RC1和HSME-RC2的開裂荷載較未加固RC柱分別提高了100.0%、113.3%，較ECC加固RC柱分別提高了7.1%、14.3%.這主要是因為HSME內布置有高強鋼絞線網，其開裂應變和開裂應力明顯優于ECC［10］，進一步說明HSME加固層能更有效地抑制裂縫的產生.但由于試件發生開裂時豎向和橫向變形均較小，鋼絞線應變較小，因此HSME加固RC柱開裂荷載較ECC加固RC柱開裂荷載的提升幅度有限.

3.2 峰值荷載

由 表5還 可 知，HSME加 固RC柱 試 件HSME-RC1和HSME-RC2的峰值荷載較未加固RC柱分別提高了99.8%、108.0%，較ECC加固RC柱分別提高了37.6%、43.3%.基于試驗分析可知，當加固RC柱達到峰值荷載時，核心混凝土發生了較大橫向膨脹變形，HSME加固層內布置的橫向鋼絞線可為核心混凝土提供更有效的約束，起到明顯提高試件承載力的作用.而僅ECC加固時約束作用較小，因此ECC加固RC柱的峰值荷載低于HSME加固RC柱.對比試件HSME-RC1和HSME-RC2可知，縱向鋼絞線配筋率的變化對試件峰值荷載影響較小，分析其原因：本試驗中試件偏心距較小，受拉側鋼絞線所受拉應力較小，此外縱向鋼絞線面積變化較?。扛鶅H為2.83 mm2，2根僅5.66 mm2），因此其對峰值荷載的影響不大.對比試件HSME-RC1和HSME-RC3可知，相對初始偏心距越大，試件峰值荷載越小.

3.3 荷載-應變曲線

各試件荷載-ECC（混凝土）應變曲線如圖8（a）所示.由圖8（a）可見：在加載初期，各試件ECC（混凝土）應變較小，隨荷載增大而大致呈線性增長；當荷載接近峰值荷載時，曲線逐漸趨于平緩，應變開始快速增加；相同荷載下，HSME加固RC柱的ECC應變明顯低于ECC加固RC柱，說明HSME加固層能有效延緩試件開裂和ECC（混凝土）的損傷.

圖8（b）繪出了各試件荷載-鋼筋應變曲線.由圖8（b）可見：對于離軸壓力較近的受壓側縱筋，在達到屈服之前，其應變基本保持線性增長，在屈服之后，荷載增長緩慢，其應變進入屈服臺階、迅速增長；而另一側縱筋均未達到受拉（受壓）屈服；相對初始偏心距較小的試件HSME-RC1和HSME-RC2，離軸壓力較遠一側的縱筋亦處于受壓狀態（未加固RC柱處于受拉狀態），這說明HSME加固后試件截面面積增大，該側縱筋到受拉邊緣的距離增大而處于受壓狀態；在相同荷載下，相比未加固RC柱和ECC加固RC柱，HSME加固RC柱的縱筋壓應變較小，進一步說明HSME加固層對小偏心受壓柱承載力有提高作用.

圖8 荷載-應變曲線Fig.8 Load-strain curves

3.4 荷載-跨中側向撓度曲線

各試件的荷載-跨中側向撓度曲線如圖9所示.由圖9可見：加固RC柱在加載初期，撓度很小；而開裂后，其撓度增長速率變快；當達到峰值荷載時，荷載開始緩慢下降，撓度則快速增長直到破壞，整個下降段較平緩；在相同荷載下，加固RC柱的跨中側向撓度明顯小于未加固RC柱，這是因為加固層增大了試件的剛度，所以加固RC柱的撓曲變形減小；HSME加固RC柱的下降段較未加固RC柱和ECC加固RC柱更為平緩，說明前者變形及耗能能力明顯提高，表現出良好的延性破壞特征，而且其殘余強度更高，約為峰值荷載的70%～80%.分析原因：該階段受壓側ECC加固層豎向裂縫明顯變寬、并逐漸被壓碎，導致其對受壓區核心混凝土的約束作用明顯降低；而HSME加固層內布置的橫向鋼絞線網的約束作用愈加明顯，直至拉斷，因此，HSME加固層能更有效地提升RC柱的變形能力.

圖9 荷載-跨中側向撓度曲線Fig.9 Load vs. mid-span lateral deflection curves

3.5 延性分析

試件延性通過延性系數μ來衡量，其計算式［14］如下：

延性系數計算結果見表5.由表5可見，當采用相同的相對初始偏心距時，HSME加固RC柱的延性系數較未加固RC柱提高了75.9%～77.8%，較ECC加固RC柱提高了17.3%～18.6%，說明HSME加固層能更加顯著地改善RC小偏心受壓柱的延性.分析原因，在小偏心荷載作用下，HSME加固RC柱中核心混凝土發生了較大的橫向膨脹變形，HSME加固層內的橫向鋼絞線對核心混凝土提供了有效約束，且HSME加固層未與混凝土界面發生剝離，因此試件延性得到提高.對比試件HSME-RC1和HSME-RC2可知，縱向鋼絞線配筋率的變化對試件延性影響較小.對比試件HSME-RC1和HSME-RC3可知，相對初始偏心距越大，試件延性越好.

3.6 HSME加固層作用機理分析

基于試驗數據繪出HSME加固RC柱試件HSME-RC1的跨中截面應變分布，如圖10所示.由圖10可知：試件HSME-RC1在小偏心荷載作用下，受拉側應變較小，且隨著荷載的增加，應變增幅較小，ECC最大拉應變為645 μm/m；受壓側應變隨著荷載的增加而迅速發展，當加載達到峰值荷載的50%時，ECC壓應變為780 μm/m，達到峰值荷載時，ECC壓應變為2 202 μm/m.整個受力過程中，隨著荷載的增大，中和軸（截面應變為0）逐漸向受壓較大側移動，截面平均應變大致呈線性分布，跨中截面應變分布基本符合平截面假定.

圖10 試件HSME-RC1的跨中截面應變分布Fig.10 Strain distribution at mid-span section of specimen HSME-RC1

基于試驗結果及受力分析，得到HSME對RC柱的加固機理為：（1）隨著核心混凝土的橫向膨脹變形增大，HSME加固層可有效約束核心混凝土，使受壓區核心混凝土處于三向受壓狀態，使其抗壓強度和延性明顯增加，同時使受拉區核心混凝土處于雙向受壓、一向受拉狀態.小偏心受壓柱承載力主要依靠受壓區，因此HSME加固RC柱的承載力較未加固RC柱大幅度提高.（2）受拉側HSME加固層參與受拉，受壓側HSME加固層參與受壓，由于HSME加固層與混凝土界面黏結牢固，未發生滑移、剝離等情況，二者協同工作性能良好，因此加固RC柱受力性能得到明顯提高.

4 結論

（1）HSME加固RC柱在小偏心受壓過程中，裂縫細而密.HSME加固層與核心RC柱混凝土協同工作性能良好，未出現滑移、剝落等情況.破壞前，受壓區ECC出現豎向裂縫，隨荷載緩慢下降，ECC和部分混凝土被壓碎，具有明顯的預兆，表現出了良好的延性破壞特征.

（2）當采用相同的相對初始偏心距時，與未加固RC柱相比，HSME加固RC柱的開裂荷載提高了100.0%～113.3%、峰 值 荷 載 提 高 了99.8%～108.0%、延性提高了75.9%～77.8%；與ECC加固RC柱相比，HSME加固RC柱的開裂荷載提高了7.1%～14.3%、峰值荷載提高了37.6%～43.3%、延性提高了17.3%～18.6%.

（3）相同荷載下，HSME加固RC柱中ECC應變和縱筋壓應變均小于ECC加固RC柱.HSME加固RC柱相對初始偏心距越大，其峰值荷載越小，延性越好.

（4）HSME加固層可為核心混凝土提供有效的約束，使受壓區核心混凝土處于三向受壓狀態，其抗壓強度和延性系數明顯增加，同時HSME加固層可以和核心RC柱一起承擔偏心力，顯著提高HSME加固RC柱的整體受力性能.