織物增強HDC 加固磚柱受壓性能試驗研究

鄧明科，胡嫻，李彤?，張聰，郭莉英

（1.西安建筑科技大學 土木工程學院，陜西 西安 710055；2.結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點實驗室（西安建筑科技大學），陜西 西安 710055；3.中國瑞林工程技術(shù)股份有限公司，江西 南昌 330031）

纖維編織網(wǎng)增強砂漿（Textile Reinforced Mortar，TRM）是以多軸連續(xù)纖維和水泥基材料復合形成的纖維增強材料［1］，具有多裂縫開展和拉伸應變硬化等特性［2］.由于TRM 基體采用無機水泥基材料，可有效避免纖維增強復合材料（Fiber Reinforced Polymer，F(xiàn)RP）使用有機環(huán)氧樹脂帶來的缺陷.近年來，TRM已被用于砌體結(jié)構(gòu)加固修復領(lǐng)域.Fossetti 等［3］對比分析了TRM 和FRP 約束砌體柱的抗壓性能，結(jié)果表明，與TRM相比，F(xiàn)RP的約束作用能夠更有效地提高砌體柱的承載力和變形能力，但FRP 約束試件具有脆性破壞特征；萬成霖等［4］以纖維層數(shù)和倒角半徑為主要變量，研究了玄武巖網(wǎng)格增強砂漿加固砌體柱在軸心荷載作用下的受力機理和變形性能，結(jié)果表明加固面層可大幅度提高試件的承載能力和延性.此外，其他學者研究了截面尺寸、基體類型、纖維網(wǎng)格種類和層數(shù)、偏心率等因素對TRM 約束砌體柱受壓性能的影響［5-8］.

但TRM 也存在一定的缺陷，如基體與網(wǎng)格的黏結(jié)性能較差，網(wǎng)格在基體中發(fā)生滑移，利用率偏低；基體開裂后不再傳遞荷載，裂縫附近的纖維網(wǎng)格與基體界面會因應力集中而發(fā)生脫黏失效；正常使用極限狀態(tài)下裂縫寬度大等［9］.近來，有研究指出，在TRM 中摻入短纖維可有效控制裂縫間距和裂縫寬度，改善纖維網(wǎng)格與基體之間的黏結(jié)性能，提升復合材料的強度和延性［10-11］.

高延性混凝土（Highly Ductile Concrete，HDC）是一種具有高抗裂性能、應變硬化特性的纖維增強水泥基材料.本課題組前期進行了HDC 加固砌體墻抗震性能［12-13］及HDC 加固磚柱受壓性能試驗研究［14］，結(jié)果表明HDC 與砌體結(jié)構(gòu)有良好的黏結(jié)性能，HDC可提高砌體結(jié)構(gòu)的承載力和耐損傷能力.

為改善TRM 基體的缺陷，綜合纖維網(wǎng)格高強度、耐腐蝕與HDC 高延性、高韌性的優(yōu)勢，本課題組提出以高延性混凝土作為TRM 的基體，形成一種新型高性能復合材料，即纖維網(wǎng)格高延性混凝土（Textile Reinforced Highly Ductile Concrete，TRHDC）［15］.前期進行了TRHDC 單軸拉伸性能的試驗研究，結(jié)果表明摻入聚乙烯醇（PVA）短纖維可以改善開裂形態(tài)，提高TRHDC 的拉伸強度和變形能力，提高纖維網(wǎng)格利用率.并且已將TRHDC應用于砌體墻的平面內(nèi)抗剪加固［16］和平面外抗彎加固［17］，結(jié)果表明試件的變形能力、承載力、耗能能力均有提高.

為探索TRHDC 對磚柱的約束效果，本文通過單調(diào)靜力加載試驗，研究不同加固方式、纖維網(wǎng)格種類及層數(shù)、偏心距等因素對約束磚砌體短柱受壓性能的影響；分析了現(xiàn)有應力和應變計算模型的適用性，對于TRHDC 在砌體結(jié)構(gòu)加固領(lǐng)域的應用具有一定的指導意義.

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計與制作

試驗共設(shè)計了8組磚柱，每組包含3個相同的試件，試件設(shè)計尺寸為240 mm×370 mm×720 mm.為了避免角部應力集中，對所有試件進行倒角處理，倒角半徑r=20 mm；試件的加固層在上下兩端均設(shè)置 10 mm 的間隙［18］，使得加固層不直接承受豎向荷載.加固面層中的纖維網(wǎng)格采用片狀搭接方式［5］，搭接長度為磚柱的短邊邊長.試件尺寸及加固示意圖如圖1所示.

圖1 試件尺寸及加固示意圖（單位：mm）Fig.1 Section details and strengthening of test column（unit：mm）

試驗方案見表1.試驗以TRHDC 圍套加固為主，網(wǎng)格類型包括碳纖維和玻璃纖維，其中玻璃纖維網(wǎng)格層數(shù)有2層和3層；并考慮了e=55 mm 和e=110 mm兩種加載偏心距；此外，設(shè)計了1 組玻璃纖維（Glass Fiber Reinforced Polymer，GFRP）布加固試件.TRHDC加固面層厚度均為15 mm.

表1 試件設(shè)計參數(shù)Tab.1 Main parameters of specimens

1.2 材料力學性能

1.2.1 砌筑材料

本試驗采用MU30 級的燒結(jié)普通磚和M2.5 級的砂漿進行現(xiàn)場砌筑.燒結(jié)普通磚的尺寸為240 mm×115 mm×53 mm，測得其抗壓強度平均值為31.38 MPa；砌筑砂漿的抗壓強度平均值為4.04 MPa.

1.2.2 GFRP布

試驗采用的GFRP 布和環(huán)氧樹脂膠的材料性能由廠家提供，具體數(shù)據(jù)見表2.

表2 材料性能Tab.2 Material properties

1.2.3 TRHDC

TRHDC由高延性混凝土和纖維網(wǎng)格組成.

1） 高延性混凝土

本試驗采用的高延性混凝土主要成分為：水泥、粉煤灰、精細河砂、水、高效減水劑和1%體積摻量PVA 纖維.采用邊長為100 mm 的立方體標準試樣測得HDC抗壓強度為33.33 MPa.

2） 纖維網(wǎng)格

Z6 組試件采用雙向碳纖維網(wǎng)格，網(wǎng)格間距為20 mm，單根纖維束橫截面積為0.88 mm2；Z4、Z5、Z7、Z8 組試件采用單向玻璃纖維網(wǎng)格，網(wǎng)格間距為5 mm，單根纖維束橫截面積為0.08 mm2.纖維網(wǎng)格如圖2所示，力學性能參數(shù)列于表3.

表3 纖維網(wǎng)格的力學性能Tab.3 Mechanical properties of textiles

圖2 試驗材料Fig.2 Materials

3） TRHDC單軸拉伸性能

為與磚柱加固面層對應，設(shè)計了4 組TRHDC 單軸拉伸試件：G0 表示無纖維網(wǎng)格TRHDC，即HDC 試件，G2、G3 分別表示2 層和3 層玻璃纖維TRHDC 試件，C1 表示1 層碳纖維TRHDC 試件，試件編號見 表4.采用350 mm×50 mm×15 mm 的啞鈴形試件，試件兩端粘貼100 mm 長的碳纖維布進行局部加固，防止端部破壞.選用AC434［19］推薦使用的U 形夾夾具，連接試件至100 kN 萬能試驗機.夾具形式和加載裝置如圖3 所示.加載程序采用位移控制模式，加載速度為0.2 mm/min.試件中部安裝有引伸計以測量標距段的變形.試驗結(jié)果見表4.

表4 TRHDC拉伸試驗結(jié)果Tab.4 Results of tensile test for TRHDC slabs

圖3 拉伸試件尺寸及試驗裝置（單位：mm）Fig.3 Dimension and test setup of tensile sample（unit：mm）

圖4 為TRHDC 單軸拉伸試驗應力-應變曲線，可以看出，TRHDC 的拉伸變形分為兩個階段.第一階段為彈性變形階段，試件上未出現(xiàn)裂縫，曲線的斜率即為材料的剛度；第二階段表現(xiàn)為多裂縫開展和明顯的應變硬化行為，TRHDC 基體中的短纖維和纖維網(wǎng)格的橋聯(lián)作用使得試件開裂后仍能傳遞拉應力，G0 組不含纖維網(wǎng)格，基體中的PVA 短纖維能夠橋聯(lián)裂縫，在裂縫處傳遞拉應力，提高試件的抗拉強度.最終，G0 組基體斷裂，G2、G3 組由于玻璃纖維網(wǎng)格拉斷，C1 組由于碳纖維網(wǎng)格的滑移，試件達到破壞狀態(tài).

圖4 拉伸應力-應變曲線Fig.4 Stress-strain curves under tension

1.3 加載方案和測試內(nèi)容

本試驗在5 000 kN 液壓伺服試驗機上進行，試驗加載現(xiàn)場如圖5 所示.試驗采用等位移連續(xù)加載，加載速度為0.5 mm/min，當荷載下降至峰值的85%時認為試件喪失承載力而達到破壞狀態(tài)，結(jié)束加載.對于軸壓試件，在試件四側(cè)中心各布置一個位移計，測量磚柱在豎向的變形；對于偏壓試件，在偏心方向的兩側(cè)各布置兩個位移計，最后得出試件的荷載-位移曲線.此外，在每組試件的1/2高度處，沿柱子一周粘貼8 個混凝土面層應變片，用于測量面層橫向應變.

圖5 柱加載裝置圖Fig.5 Test setup of masonry columns

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 破壞形態(tài)

2.1.1 軸心受壓試件

1） 未加固試件

Z1 組為未加固試件.加載至峰值荷載的60%左右時，試件在豎向灰縫處出現(xiàn)第一條裂縫；當加載至峰值荷載的80%～90%時，裂縫開始沿豎向迅速發(fā)展并逐漸變寬，磚柱局部外皮脫落；達到峰值荷載后，豎向裂縫延伸貫通，磚柱被分為幾個獨立的細長小磚柱，最終因小柱體壓碎或失穩(wěn)而破壞，呈明顯的脆性破壞特征.

2） GFRP加固試件

Z2 組采用GFRP 四面圍套加固.當加載到峰值荷載的70%～80%時，試件的橫向變形開始發(fā)展，粘貼在磚柱表面的玻璃纖維布發(fā)出“啪啪”的聲音；荷載繼續(xù)增大，玻璃纖維布的應變迅速增加，局部出現(xiàn)起鼓現(xiàn)象，并且玻璃纖維布的顏色開始改變；達到峰值荷載后，玻璃纖維布斷裂，內(nèi)部磚柱出現(xiàn)貫通裂縫，核心砌體被壓碎，荷載突降而失效.

3） TRHDC加固試件

Z3、Z4、Z5、Z6 組試件采用TRHDC 四面圍套加固.加載到峰值荷載的60%～70%時，第一條裂縫一般出現(xiàn)在試件面層頂部；加載到峰值荷載的85%左右時，各面層角部裂縫迅速發(fā)展延伸并不斷加寬.Z3組加固面層不含纖維網(wǎng)格，接近破壞荷載時，面層出現(xiàn)一條較寬的主裂縫，破壞時，加固面層沿裂縫剝離，大量磚塊受損嚴重；Z4、Z5 組試件采用玻璃纖維網(wǎng)格，隨著荷載增加，面層頂部裂縫增多，試件破壞時，柱角處纖維網(wǎng)格被拉斷，面層外鼓，磚柱出現(xiàn)了多條貫通裂縫，但試件仍有較好的完整性；Z6組試件采用碳纖維網(wǎng)格，破壞形態(tài)與Z4、Z5 組試件類似，但Z6組試件面層在加載過程中觀察到更多貫通的細密裂縫.

2.1.2 偏心受壓試件

1） 偏心距e=55 mm

Z7 組為小偏心受壓試件，當加載到峰值荷載的45%～60%時，靠近偏壓方向窄側(cè)面層的頂部出現(xiàn)了第一條豎向裂縫；隨著荷載增大，靠近偏壓方向面層的頂部和底部出現(xiàn)多條豎向裂縫；加載到峰值荷載時，頂部窄側(cè)面層在角部開裂，纖維網(wǎng)格被拉斷，窄側(cè)面層1/2高度與砌體發(fā)生局部剝離.遠離偏壓一側(cè)面層無明顯現(xiàn)象.

2） 偏心距e=110 mm

Z8 組為大偏心受壓試件，加載到峰值荷載的40%～50%時，首先在靠近偏壓一側(cè)的底部出現(xiàn)了豎向裂縫；當達到峰值荷載的80%時，靠近偏壓一側(cè)的豎向裂縫向上發(fā)展延伸，底部面層外鼓，遠離偏壓一側(cè)面層的中下部出現(xiàn)橫向拉裂縫；到峰值荷載時，靠近偏壓一側(cè)的面層在1/3高度處角部斷裂，纖維束被全部拉斷，面層向外膨脹鼓出.

各組試件的破壞形態(tài)如圖6 所示，未加固試件和GFRP 加固的試件具有明顯的脆性破壞特征；而TRHDC 加固的試件則表現(xiàn)出了一定的塑性特征.其中Z6 組試件的加固層表現(xiàn)出更好的多裂縫開展特性，這是因為碳纖維網(wǎng)格有較高的拉伸強度和彈性模量，可防止網(wǎng)格過早拉斷失效.

圖6 試件破壞形態(tài)及裂縫分布Fig.6 Failure modes and crack patterns of specimens

2.2 受壓荷載-位移曲線

1）如圖7 所示，在加載初期，荷載-位移曲線呈線性增長，但TRHDC 加固試件的曲線斜率均大于未加固試件，說明TRHDC 加固可提高磚柱的軸向剛度.在裂縫開展階段，隨著試件裂縫的不斷產(chǎn)生和延伸，試件的剛度逐漸降低，曲線斜率減小，但由于TRHDC 的約束作用，磚柱裂縫的形成和擴展得到有效限制，與未加固試件相比，加固試件的曲線下降比較平緩，剛度退化速率較低.接近破壞時，TRHDC 加固試件在一定范圍內(nèi)仍能隨變形發(fā)展繼續(xù)承載，曲線下降段較緩，表明加固后磚柱的延性得到改善.

圖7 荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curve

2）相較GFRP 加固，TRHDC 加固在彈性階段曲線斜率更大，說明TRHDC 面層能更好地與磚柱協(xié)同作用，提高柱的整體剛度；在達到峰值荷載后，由于GFRP脆性拉伸破壞，荷載-位移曲線陡降，表現(xiàn)出突然的剛度退化；而由于TRHDC 良好的拉伸性能，在彈性階段后仍觀察到曲線的非線性上升階段，表現(xiàn)出良好的彈塑性變形能力，峰值后曲線平緩下降，剛度退化速度減慢，表明TRHDC 面層加固能有效地提高受壓柱的強度和變形能力.并且可以看出，采用碳纖維比玻璃纖維對試件承載力和變形能力的提高效果更明顯.

3）網(wǎng)格層數(shù)的增加對加固柱在彈性階段剛度的影響較小；當試件進入非彈性階段后，相同荷載下，試件的位移隨著玻璃纖維網(wǎng)格層數(shù)增加而減小，表明網(wǎng)格層數(shù)增加提高了試件的剛度.

4）加載初期，隨著偏心距的增大，試件所受彎矩增大，位移增大，試件剛度減小；小偏心受壓試件峰值后曲線驟降，TRHDC 的約束效果不能完全發(fā)揮，試件呈現(xiàn)一定的脆性破壞特征；相較而言，大偏心荷載下，試件發(fā)生較大變形，但由于TRHDC 加固層提供了一定的抗拉強度，限制受拉區(qū)裂縫的發(fā)展，偏壓柱的脆性破壞特征有所改善.

2.3 受壓承載力

1）相較未加固柱，TRHDC 加固磚柱的開裂荷載提高幅度為19%～39%，表明TRHDC 面層能有效延緩磚柱裂縫的產(chǎn)生與發(fā)展.

2）軸心荷載作用下，加固磚柱的峰值荷載明顯提高，其中GFRP 組加固試件的峰值荷載提升58%，玻璃纖維TRHDC 加固組試件峰值荷載提升35%～44%，碳纖維TRHDC 面層加固組試件峰值荷載提升61%.說明GFRP 和TRHDC 加固都對磚柱起到了很好的約束作用，使核心磚柱呈現(xiàn)三向受壓狀態(tài)，大幅度提高受壓磚柱的承載力.

3）對比Z3、Z4、Z5 組試件，玻璃纖維網(wǎng)格層數(shù)分別為0層、2層、3層，相對于未加固試件，峰值荷載分別提升了25%、35%、44%，說明增加玻璃纖維網(wǎng)格層數(shù)可以提高砌體柱受壓承載力.

4）偏心距為55 mm 和110 mm 時，加固磚柱的峰值荷載相較軸心受壓柱分別降低了21%和54%；可見偏心距對TRHDC 的環(huán)箍約束有較大的削弱，在偏心荷載下，試件的受壓面積減小，承載力降低.

2.4 軸向應變

1）軸心荷載作用下，加固試件的軸向應變也得到了顯著提升，Z2 組加固試件峰值壓應變提升33%.GFRP本身是一種線彈性材料，大大提升了試件的彈性變形能力，所以GFRP加固試件的極限應變接近于峰值應變，呈脆性破壞特征；TRHDC 面層加固試件峰值壓應變提升了10%～38%；極限壓應變提升了29%～38%.TRHDC 改善延性的效果十分顯著，其中碳纖維TRHDC對砌體柱變形能力的提升最大.

2）玻璃纖維網(wǎng)格層數(shù)從0層增加到2層時，磚柱受壓應變差異不明顯，增加到3 層時，峰值應變和極限應變相較0層時分別提升了36%和33%，說明3層玻璃纖維網(wǎng)格對磚柱變形能力提升較明顯.

3）偏心距為55 mm 和110 mm 時，加固磚柱的峰值應變分別降低了43%和51%.偏心受壓引起核心砌體的不均勻壓縮和橫向膨脹，TRHDC 加固層的約束作用無法得到充分發(fā)揮，加固效果減弱.

受壓柱主要試驗結(jié)果見表5，加固方式及偏心距對受壓承載力和軸向應變的影響如圖8 所示，括號中數(shù)值表示加固試件受壓承載力和軸向應變的提高（降低）幅度.

表5 受壓柱試驗結(jié)果Tab.5 Tests results of column under compression

圖8 加固方式及偏心距對受壓承載力和軸向應變的影響Fig.8 Effects of reinforcement method and eccentricity on compressive strength and axial strain

2.5 加固面層橫向拉應變

1）從圖9 可看出，對于軸心受壓試件，在加載初期，磚柱的橫向變形很小，加固面層橫向拉應變也很小，TRHDC 作為一種被動約束，其約束作用不明顯，因而各加固面層橫向拉應變曲線基本重合.隨著荷載增大，內(nèi)部核心磚砌體產(chǎn)生橫向膨脹，加固面層的約束作用增強；接近極限荷載時，加固面層應變增長迅速，較好地發(fā)揮了約束作用.

圖9 荷載-面層應變曲線Fig.9 Load-strain curve

2）Z2和Z6組加固試件的面層橫向拉應變高，說明GFRP和碳纖維TRHDC加固能夠發(fā)揮很強的約束作用，為核心磚砌體提供較強的約束.相較之下，玻璃纖維TRHDC的約束作用稍弱.

3）對比Z3、Z4、Z5 組曲線可以看出，隨纖維網(wǎng)格層數(shù)的增加，面層橫向應變相應增加，說明隨層數(shù)增加，TRHDC 的約束能力增強，加固磚柱的承載力和變形能力都得到提高.

4）偏心受壓試件遠離軸力一側(cè)的面層曲線呈線性、斜率大；而靠近偏壓一側(cè)曲線在試件加載到峰值后趨于平緩，面層應變快速增長.兩側(cè)面層的應變差別明顯，說明在偏心荷載作用下，遠離軸向力一側(cè)的面層對核心磚砌體的約束作用很小.此外，對比Z7、Z8 兩組試件，隨偏心距增大，面層應變從0.002 減小到0.001，這一現(xiàn)象可解釋為在偏心作用下，試件受壓面積減小，橫截面上產(chǎn)生應變梯度，核心砌體發(fā)生不均勻壓縮和側(cè)向膨脹，加固面層的約束效果受到削弱，導致偏壓柱的極限荷載和面層應變均大幅度降低.

3 承載力與變形分析模型

3.1 承載力分析

3.1.1 約束磚柱抗壓強度

基于上述試驗結(jié)果和討論，可以看出TRHDC 加固砌體柱抗壓強度的提升主要是因為面層提供的約束作用，類似于FRP 或TRM 約束砌體柱.因此本文通過文獻中的FRP 或TRM 約束砌體柱的分析模型來預測TRHDC 加固磚柱的抗壓強度，并將試驗結(jié)果與模型推導結(jié)果進行對比.

通常文獻中FRP 或TRM 約束磚柱的抗壓強度計算模型的表達式為

式中：fmc為約束砌體抗壓強度；fmo為無約束砌體抗壓強度；α、β、k’均為試驗得到的經(jīng)驗常數(shù)，根據(jù)所考慮的模型不同，α、β、k’取不同的值；σl，eff是指有效約束應力，可表示為

其中，等效橫向約束壓應力σl計算簡圖見圖10.參考文獻［20］對試件進行受力分析得到σl：

圖10 等效橫向約束壓應力計算簡圖Fig.10 Calculation diagram of equivalent transverse restraint compressive stress

由于在豎直方向上TRHDC 面層連續(xù)布置，豎直效率系數(shù)kv=1；水平效率系數(shù)kH計算如下：

式中：b、d分別為專程截面寬度和高度；r為倒角半徑；t為加固面層的厚度；σr為試件加固面層的有效拉應力，本文采用TRHDC的極限抗拉強度.

對于本試驗中的Z2、Z3、Z4、Z5、Z6組試件，分別用CNR 模型［21］、DIL 模型［22］及FA 模型［23］進行抗壓強度的理論計算，將理論值與試驗值進行對比，結(jié)果見表6，并將其繪制于圖11.

表6 抗壓強度試驗值與理論值對比分析Tab.6 Comparison of compressive strength between test results and theoretical value

圖11 抗壓強度試驗值與模型曲線Fig.11 Compressive strength model curves and test value

采用三種模型計算的Z6 組試件的抗壓強度誤差較大，其原因為加固柱試驗中，碳纖維網(wǎng)格因拉斷而失效，其約束作用較強；而在單軸拉伸試驗中網(wǎng)格的有效錨固長度較短，碳纖維網(wǎng)格發(fā)生滑移破壞，導致其單軸抗拉強度偏低，代入模型計算的等效橫向約束壓應力偏小，使得抗壓強度理論值偏小.

采用DIL 模型計算的TRHDC 加固磚柱的抗壓強度偏小，結(jié)果偏于安全，分析原因如下：該試驗中未加固柱的抗壓強度較大，有效約束應力與無約束柱抗壓強度的比值較小，導致采用其回歸得到的參數(shù)計算TRHDC加固磚柱的抗壓強度值偏小.

FA 模型建立在CNR 模型的基礎(chǔ)上，兩個模型曲線的斜率均與砌體質(zhì)量密度成正比，但Faella 等［23］分析時選用的大部分砌體柱的質(zhì)量密度小于 1 800 kg/m3，因此FA 模型曲線的斜率較小，理論值略低于本文試驗值.

CNR 模型與本試驗值吻合最好，除Z6 組試件外，試驗值與理論值比值的平均值為0.97，變異系數(shù)為0.026，離散性小，能夠較好地預測TRHDC 約束磚柱的抗壓強度.因此，選用CNR 模型進行后續(xù)約束磚柱受壓承載力的計算分析.

3.1.2 磚柱受壓承載力

（1） 軸心受壓試件

對于未加固試件，參考砌體規(guī)范，其受壓承載力表達式為：

式中：Nu為軸壓承載力；A為試件的截面面積；fm為砌體的抗壓強度平均值，計算如下

其中f1和f2分別取本試驗中磚塊和砂漿的實測抗壓強度.

對于加固試件，矩形截面柱受到的約束不均勻，根據(jù)約束作用的大小，可將矩形截面分為強約束區(qū)和弱約束區(qū)［21］，計算模型如圖12所示.

圖12 有效約束面積計算圖形Fig.12 Effectively confined area calculation model

弱約束區(qū)面積Ao：

強約束區(qū)面積Ae：

式中：b為試件橫截面的寬度；d為試件橫截面的高度；倒角半徑r=20 mm.

參考文獻［20］提出的承載力計算方法，假定從強、弱約束區(qū)的邊界至試件截面邊緣抗壓強度呈線性遞減.由此可計算得到約束磚砌體柱的軸壓承載力，其表達式為：

（2） 偏心受壓試件

如圖13 所示，在偏心荷載作用下，磚柱截面存在應變梯度，且應變梯度隨偏心率（e/h）的增大而增加，截面應變的不均勻分布削弱了TRHDC 提供的橫向被動約束應力，因此需對軸心受壓試件的抗壓強度進行折減.參考文獻［24］，本試驗偏壓試件（Z7組、Z8組）的抗壓強度表達式為：

圖13 偏心受壓截面的側(cè)向約束Fig.13 Lateral confinement of compressed section under eccentric compression

參考規(guī)范中的承載力計算公式，本試驗偏壓試件的承載力可用下式表達：

式中：e為偏心距；h為偏壓方向的截面邊長.

采用CNR強度計算模型，代入承載力計算公式，結(jié)果見表7.對比發(fā)現(xiàn)，其比值的平均值為1.08，變異系數(shù)為0.084，理論值與試驗值吻合較好，且偏于安全，可供加固設(shè)計參考.

表7 受壓承載力對比Tab.7 Comparison of compression capacity

3.2 受壓應變分析

類似地，文獻中對FRP 或TRM 約束砌體柱的應變預測模型的表達式通常為：

式中：εmc為約束砌體應變；εmo為無約束砌體應變；μ、ν為試驗得到的經(jīng)驗常數(shù)，根據(jù)所考慮的模型不同，μ、ν分別取不同的值.

本文考慮了KT［25］和CAS［26］峰值壓應變計算模型以及Jing 等［27］提出的極限壓應變模型，將計算結(jié)果列于表8，并將理論曲線和試驗值繪制于圖14.

表8 軸向應變試驗值與理論值對比Tab.8 Comparison of compressive strain between test results and theoretical value

圖14 軸向應變試驗值與模型曲線Fig.14 Comparison of strain model curves and test value

KT 模型采用的FRP 層數(shù)較多，并且FRP 可顯著提升試件的彈性變形能力，大幅度提高磚柱的峰值壓應變［28］，但試件易發(fā)生脆性破壞.而TRHDC 類似于TRM 材料，無機基體的存在使得磚柱受壓出現(xiàn)明顯的軟化階段，破壞具有一定的延性特征，可明顯提高試件的極限壓應變.因此，采用KT 模型預測TRHDC 約束磚柱的峰值壓應變，結(jié)果偏大.CAS 模型與試驗值吻合較好，其平均比值為1.018.

Jing［27］模型建立在對現(xiàn)有的大量TRM 加固砌體柱試驗結(jié)果的統(tǒng)計分析基礎(chǔ)上，對于GFRP加固試件的極限壓應變計算誤差偏大，但對于TRHDC 加固試件，吻合度較好，可供加固設(shè)計參考.

4 結(jié)論

1）GFRP提升了磚柱的抗壓強度和峰值壓應變，但峰值后承載力突降，呈脆性破壞特征；TRHDC 面層能夠為核心砌體提供有效的約束力，并且TRHDC面層呈現(xiàn)多裂縫開展，試件的彈塑性變形能力得到提升，表現(xiàn)出較好的延性破壞特征.

2）由于碳纖維的高抗拉強度和高彈性模量，碳纖維TRHDC 面層可顯著提升磚柱受壓性能，受壓承載力和極限壓應變較未加固試件分別提升了61%和38%；對于玻璃纖維TRHDC 加固的試件，隨著網(wǎng)格層數(shù)增加，試件承載力和變形能力提高.

3）偏心距削弱了TRHDC 的約束作用，但隨著偏心距增加，遠離軸向力一側(cè)的TRHDC 面層提供了一定的抗拉強度，限制裂縫的發(fā)展，偏壓試件的變形能力得到提升.

4）采用文獻中的分析模型分別計算了TRHDC加固磚柱的抗壓強度、峰值壓應變以及極限壓應變，計算值與試驗值吻合較好.根據(jù)CNR 強度計算模型，考慮了偏心距對TRHDC 約束作用的影響，分別建立了TRHDC 加固磚柱的軸心和偏心受壓承載力計算方法，可供加固設(shè)計參考.