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    二次受力下外包RPC加固鋼柱偏壓性能分析

    2021-07-08 08:53:00卜良桃肖禮瀚
    關(guān)鍵詞:鋼柱偏壓偏心

    卜良桃,肖禮瀚

    湖南大學(xué)土木工程學(xué)院,湖南長(zhǎng)沙 410082

    型鋼自重輕、強(qiáng)度高、韌性強(qiáng),被廣泛用在建筑行業(yè)中,但需要及時(shí)對(duì)在役鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)行加固與修復(fù)[1].實(shí)際工程中對(duì)鋼結(jié)構(gòu)的加固主要是在負(fù)載下進(jìn)行,負(fù)載加固技術(shù)[2]主要分為增大截面加固、焊接加固和黏貼加固等,但都無(wú)法有效解決鋼結(jié)構(gòu)防火耐腐蝕性差等問(wèn)題.為了解決上述不足,周樂(lè)等[3-4]在負(fù)載作用下外包鋼筋混凝土加固軸壓鋼柱,研究初始荷載對(duì)破壞形態(tài)和承載力大小的影響;王元清等[5]對(duì)不同初始負(fù)載下外包混凝土加固軸壓柱進(jìn)行有限元分析發(fā)現(xiàn),初始應(yīng)力對(duì)加固效果影響較大,當(dāng)初應(yīng)力系數(shù)大于20%時(shí),要考慮對(duì)加固材料進(jìn)行強(qiáng)度折減;楊文強(qiáng)等[6]將此方法運(yùn)用在實(shí)際框架結(jié)構(gòu)柱加固工程中,結(jié)構(gòu)現(xiàn)已投入正常使用且無(wú)異常.以上方法受到了型鋼初始荷載的制約,受粗骨料的影響,在實(shí)際加固過(guò)程中還難以進(jìn)行振搗.本研究提出使用活性粉末混凝土(reactive powder concrete,RPC)對(duì)負(fù)載下的偏壓鋼柱進(jìn)行外包加固.RPC是用水泥、硅灰、細(xì)石英砂、高效減水劑和鋼纖維等制成的一種高強(qiáng)度、高韌性、耐久性以及耐火性極強(qiáng)的新型水泥基復(fù)合材料[7],各項(xiàng)指標(biāo)都優(yōu)于普通混凝土,并且能夠和型鋼良好協(xié)同工作[8],已逐漸成為國(guó)內(nèi)外加固材料領(lǐng)域的研究熱點(diǎn).眾多學(xué)者對(duì)RPC加固柱的軸壓和偏壓性能進(jìn)行了理論研究[9-11]. 使用RPC作為加固材料,不僅使原構(gòu)件承載力提升數(shù)倍,還能有效解決防火防腐蝕等問(wèn)題,由于沒(méi)有粗骨料的存在,能更好地運(yùn)用在橋梁、建筑等[12-13]實(shí)際加固工程中.但目前研究鮮有涉及RPC對(duì)型鋼柱的加固,尤其在二次受力方面,無(wú)法有效預(yù)估加固后構(gòu)件的承載力. 此外,大部分研究所用的構(gòu)件為縮尺構(gòu)件,難以準(zhǔn)確反映實(shí)際構(gòu)件受力情況.本研究采用足尺構(gòu)件,在負(fù)載作用下外包RPC加固偏壓鋼柱,考慮初始荷載、偏心距和RPC強(qiáng)度對(duì)偏壓鋼柱受力性能的影響,分析構(gòu)件受力特征與破壞過(guò)程,并得到承載力計(jì)算公式.

    1 試驗(yàn)概況

    1.1 構(gòu)件設(shè)計(jì)與材料力學(xué)性能

    試驗(yàn)設(shè)計(jì)了6根外包RPC加固柱和1根型鋼對(duì)比柱,試驗(yàn)參數(shù)包括初始荷載、RPC強(qiáng)度和偏心距(e). 鋼柱均采用Q235B型的熱軋中翼緣H型鋼,長(zhǎng)度為2 400 mm. 考慮箍筋在受力中的貢獻(xiàn)[14],在加固柱中沿高度設(shè)置直徑為8 mm的HRB335級(jí)箍筋,構(gòu)件兩端600 mm內(nèi)為加密區(qū),箍筋間距為100 mm,中部非加密區(qū)箍筋間距為200 mm. 加固柱截面尺寸為250 mm×350 mm,截面如圖1.Z0為純型鋼對(duì)比柱,用于對(duì)比分析負(fù)載下外包RPC加固方法的優(yōu)勢(shì).試件Z1~Z3用于對(duì)比分析不同初始荷載對(duì)加固柱極限承載力的影響,試件Z2、Z5和Z6對(duì)比分析RPC強(qiáng)度對(duì)加固效果的影響,Z1與Z4柱對(duì)比分析不同偏心距對(duì)加固效果的影響,各試件參數(shù)見(jiàn)表1.

    圖1 加固柱截面圖(單位:mm)Fig.1 Sectional view of reinforced column(unit:mm)

    表1 試件主要設(shè)計(jì)參數(shù)

    為保證構(gòu)件的偏心受力,在型鋼兩端居中焊接40 mm厚的端板,根據(jù)規(guī)范[15-16]對(duì)預(yù)留的鋼材和RPC試塊進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試,力學(xué)性能參數(shù)見(jiàn)表2和表3.RPC的峰值壓應(yīng)變和極限壓應(yīng)變可根據(jù)文獻(xiàn)[17]計(jì)算得出.

    表2 RPC力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical parameters of RPC

    表3 鋼材力學(xué)性能參數(shù)Table 3 Mechanical parameters of steels

    1.2 加載方案與測(cè)點(diǎn)布置

    加載設(shè)備由6 500 kN液壓千斤頂、靜載測(cè)試儀及反力架組成,根據(jù)規(guī)范[18]的要求,所有構(gòu)件進(jìn)行預(yù)加載后再正式加載.具體加載方式為:對(duì)Z0構(gòu)件穩(wěn)定的分級(jí)施加荷載,接近極限荷載時(shí)采用位移加載,直到其屈服破壞.由于Z1~Z6涉及到二次受力的問(wèn)題,因此實(shí)行兩階段加載:第1階段為初始荷載的施加,通過(guò)液壓千斤頂和靜載測(cè)試儀系統(tǒng)分級(jí)加載至預(yù)定荷載;第2階段在維持初始荷載不變的情況下繼續(xù)加載,在裂縫出現(xiàn)以前每級(jí)荷載為預(yù)估極限荷載的10%,持荷5 min,待穩(wěn)定后再測(cè)量數(shù)據(jù)以及施加下一級(jí)荷載.當(dāng)荷載達(dá)到預(yù)估荷載的80%以后,每級(jí)荷載增量為預(yù)計(jì)極限荷載的5%,在接近極限荷載時(shí)采用位移加載,當(dāng)力傳感器顯示的荷載降低幅度很快或者構(gòu)件破壞形態(tài)很明顯時(shí)停止加載,每一級(jí)荷載同步記錄對(duì)應(yīng)的側(cè)向位移大小以及測(cè)點(diǎn)應(yīng)變.試驗(yàn)加載裝置如圖2.

    圖2 加載裝置圖Fig.2 Loading device diagram

    試驗(yàn)過(guò)程中,沿柱高均勻布置5個(gè)百分表,用于測(cè)量受力過(guò)程中的側(cè)向位移,位置如圖2. 型鋼在柱高中部的腹板上等距布置5個(gè)應(yīng)變片,受壓與受拉翼緣外側(cè)各等距布置3個(gè)應(yīng)變片,RPC在柱高中部拉壓區(qū)各等距布置3個(gè)應(yīng)變片,兩側(cè)面各等距布置5個(gè)應(yīng)變片,應(yīng)變片布置見(jiàn)圖3. 所有應(yīng)變片數(shù)值由DH3816N靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)自動(dòng)采集,通過(guò)靜載測(cè)試儀控制系統(tǒng)直接讀取試驗(yàn)過(guò)程中試驗(yàn)柱所承受的荷載.

    圖3 應(yīng)變片布置圖Fig.3 Strain gauges layout drawing

    2 試驗(yàn)結(jié)果分析

    2.1 破壞現(xiàn)象

    Z0柱為未加固型鋼的對(duì)比柱,前期隨著荷載的增加,面內(nèi)彎曲逐漸增大,側(cè)向位移保持線性增長(zhǎng),并且由于幾何缺陷的存在,構(gòu)件沿著幾何缺陷的方向發(fā)生輕微移動(dòng).當(dāng)荷載接近峰值荷載,荷載基本維持不變,最后構(gòu)件由于變形太大而不能繼續(xù)承受荷載,整個(gè)構(gòu)件呈現(xiàn)彎扭破壞形態(tài).Z1至Z6為加固柱,破壞過(guò)程基本類似,在二次受力階段大體經(jīng)歷了彈性階段、裂縫發(fā)展階段及破壞階段[19].以加固柱Z3為例,在加載初期,側(cè)向位移線性增長(zhǎng),由于鋼纖維的存在,荷載達(dá)到峰值的51%(2 248 kN)時(shí),構(gòu)件受拉區(qū)中部才出現(xiàn)首條水平裂縫,長(zhǎng)度為85 mm.隨著荷載的增加,構(gòu)件彎曲程度越來(lái)越大,并不斷傳來(lái)鋼纖維被拉斷的“滋滋”聲.水平裂縫數(shù)量不斷增多,長(zhǎng)度和寬度持續(xù)增大,荷載達(dá)到3 000 kN時(shí),上端部支座處出現(xiàn)縱向裂縫,并逐漸向受壓區(qū)延伸,上端部受壓區(qū)RPC不斷掉落碎屑.到峰值荷載的80%時(shí),能看到柱子明顯彎曲,柱中側(cè)向位移達(dá)到22.4 mm,中部受壓區(qū)RPC明顯起鼓.達(dá)到峰值荷載4 480 kN時(shí),柱子受壓區(qū)RPC壓碎,受拉區(qū)RPC裂開(kāi),柱子呈現(xiàn)小偏心受壓特征;主裂縫貫穿折斷截面,主裂縫最大寬度為12.8 mm,構(gòu)件破壞圖如圖4.

    圖4 Z3試件破壞圖Fig.4 Specimen destruction diagram of Z3

    2.2 破壞機(jī)理

    二次受力構(gòu)件不等同于一次受力構(gòu)件,它的破壞機(jī)理在于初始荷載造成外包材料應(yīng)變滯后,使得原結(jié)構(gòu)和外包加固材料應(yīng)力應(yīng)變無(wú)法同步,二者先后產(chǎn)生破壞.在二次受力的過(guò)程中,型鋼承擔(dān)著初始應(yīng)力,若不考慮截面的應(yīng)力重分布,隨著二次受力荷載的增加,外包RPC才逐漸開(kāi)始受力,型鋼除了承擔(dān)原荷載以外,還將和外包RPC一起承擔(dān)新增的荷載,因此RPC應(yīng)力始終滯后于型鋼應(yīng)力,隨后某一刻型鋼會(huì)先進(jìn)入屈服階段,應(yīng)力不變,應(yīng)變?cè)黾樱黾拥暮奢d全部由外包RPC承擔(dān),導(dǎo)致RPC的應(yīng)變速率增大,最后發(fā)生破壞,構(gòu)件失效.從試驗(yàn)破壞現(xiàn)象來(lái)看,破壞時(shí)受壓區(qū)RPC壓碎,內(nèi)部型鋼沒(méi)有出現(xiàn)局部屈曲或者整體失穩(wěn),說(shuō)明兩種材料相互約束,型鋼屈服后荷載由RPC承擔(dān),RPC破壞后構(gòu)件失效;從試驗(yàn)中測(cè)出的數(shù)據(jù)來(lái)分析,Z1柱和Z3柱的受拉受壓翼緣應(yīng)變曲線如圖5. 其中,Z1柱和Z3柱的初始荷載百分比分別為50%和70%.由圖5可見(jiàn),在有初始荷載時(shí),外包RPC應(yīng)變滯后于型鋼,初始荷載越大,應(yīng)變滯后現(xiàn)象越明顯,Z1和Z3柱的應(yīng)變約為0.401×10-3和0.523×10-3.在荷載為3 000 kN時(shí),Z1柱型鋼進(jìn)入塑性階段,此時(shí)應(yīng)變?yōu)?.400×10-3左右,而RPC應(yīng)變?yōu)?.982×10-3. 當(dāng)荷載達(dá)到4 000 kN時(shí),型鋼應(yīng)變?yōu)?.984×10-3,達(dá)到屈服.最后構(gòu)件破壞時(shí),外包RPC測(cè)得受壓區(qū)應(yīng)變?yōu)?.869×10-3,未達(dá)到極限屈服應(yīng)變,而此時(shí)型鋼受拉應(yīng)變?yōu)?.102×10-3,受壓應(yīng)變?yōu)?.816×10-3,已經(jīng)屈服. Z3構(gòu)件破壞時(shí)RPC受壓應(yīng)變約為2.476×10-3,未達(dá)到極限屈服水平,而型鋼受壓應(yīng)變?yōu)?.964×10-3,已經(jīng)進(jìn)入極限屈服階段.這說(shuō)明構(gòu)件破壞時(shí),由于應(yīng)變滯后的影響,型鋼會(huì)先達(dá)到屈服,然后由外包RPC繼續(xù)承受增加荷載,應(yīng)力應(yīng)變也急劇增加,最后發(fā)生破壞.對(duì)比Z1和Z3,當(dāng)應(yīng)變滯后越大,二次受力中型鋼屈服越早,外包RPC抗壓強(qiáng)度利用率越低,也會(huì)更早發(fā)生破壞,極限承載力隨之降低.

    圖5 典型試件受拉受壓區(qū)荷載-應(yīng)變曲線Fig.5 Load-strain curves of typical specimens in tension and compression zones

    2.3 影響因素

    2.3.1 初始荷載

    不同初始荷載下得到的柱高中部荷載-側(cè)向位移曲線如圖6(a).A、B、C3點(diǎn)分別代表加固前后的分界點(diǎn).試件Z1、Z2和Z3的初始荷載百分比分別為50%、60%和70%,所對(duì)應(yīng)的極限承載力分別為5 500、5 176和4 480 kN. 可以看出,加固柱的極限承載力隨初始荷載的增大而減?。?根加固構(gòu)件相對(duì)于純型鋼Z0來(lái)說(shuō),極限承載力分別提高了524%、487%和408%,加固效果顯著. Z2構(gòu)件極限承載力比Z1構(gòu)件降低了5.9%,Z3構(gòu)件極限承載力比Z2構(gòu)件極限承載力降低了13.4%. 由此可見(jiàn),極限承載力下降的速率大于初始荷載遞增的速率.從斜率上看,加固后曲線的斜率明顯大于加固前,說(shuō)明外包RPC極大的提升了構(gòu)件的剛度,3根構(gòu)件在加固后起始階段的斜率相差不大,說(shuō)明RPC在初期提供的加固效果基本一致. 但是3根構(gòu)件處于彈性階段的時(shí)間卻不一樣,初始荷載越大,加固構(gòu)件處于彈性階段時(shí)間越短,會(huì)更快進(jìn)入塑性階段,然后屈服,曲線的斜率開(kāi)始變小,加固構(gòu)件剛度退化也會(huì)更快. 這是因?yàn)樾弯摮惺艹跏己奢d越大,在二次受力過(guò)程中型鋼不能與RPC承受較大變形,將更快地從彈性進(jìn)入塑性階段,然后增加的荷載全部由外包RPC承擔(dān),導(dǎo)致外包RPC在較短的時(shí)間進(jìn)入塑性階段,整體剛度也因此變?。怯捎赗PC的力學(xué)性能優(yōu)于普通混凝土,所以不會(huì)發(fā)生很明顯的脆性破壞,曲線很平緩的從彈性過(guò)渡到屈服階段.

    圖6 荷載-側(cè)向位移曲線Fig.6 Load-lateral displacement curves

    2.3.2 RPC強(qiáng)度

    不同RPC強(qiáng)度下的荷載-側(cè)向位移曲線如圖6(b),A點(diǎn)為加固前后的分界點(diǎn).Z5、Z2和Z6構(gòu)件所使用的RPC強(qiáng)度分別為100、120和140 MPa,所對(duì)應(yīng)的極限承載力分別為4 828、5 176和5 371 kN,可以看出,極限承載力隨著RPC強(qiáng)度等級(jí)的增大而增大. 與Z5相比,Z2和Z6的承載力分別提升了7.2%和11.2%,Z6比Z2承載力提高了3.8%,說(shuō)明RPC強(qiáng)度對(duì)加固效果有影響,但隨著RPC強(qiáng)度的增加,加固效果逐漸降低.比較3根曲線斜率,發(fā)現(xiàn)加固前的曲線基本重合,加固柱RPC等級(jí)越強(qiáng),曲線斜率越大,剛度越大,相同荷載下的側(cè)向位移更小.這是因?yàn)樵谄渌麠l件相同情況下,加固構(gòu)件受力主要由外包RPC提供,RPC等級(jí)越高,構(gòu)件剛度也會(huì)相對(duì)更高.

    2.3.3 偏心距

    不同偏心距下的荷載-側(cè)向位移曲線如圖6(c). Z1和Z4構(gòu)件的RPC強(qiáng)度均為120 MPa,初始荷載均為50%,偏心距分別為90 mm和120 mm,A和B兩點(diǎn)為加固前后受力分界點(diǎn).可以看出,偏心距對(duì)加固承載力的影響較大,偏心距為90 mm時(shí),構(gòu)件承載力為5 500 kN,而偏心距為120 mm時(shí),極限承載力為4 616 kN,下降了16.1%. 因此隨著偏心距增大,加固構(gòu)件極限承載力降低.在加固點(diǎn)以后,偏心距越大,曲線斜率越小,表示構(gòu)件剛度越小,并且越早進(jìn)入了屈服平臺(tái).因?yàn)樾弯摷虞d到相同初始荷載再進(jìn)行加固,偏心距越大的型鋼承受彎矩也越大,彈性儲(chǔ)備剩余空間越小,在加固后會(huì)更早進(jìn)入塑性階段,加固構(gòu)件會(huì)更早破壞.

    3 計(jì)算公式

    3.1 折減系數(shù)

    綜上分析得出,在整個(gè)二次受力過(guò)程中由于應(yīng)變滯后或應(yīng)力超前,型鋼和RPC無(wú)法同時(shí)到達(dá)材料強(qiáng)度的極限峰值,因此極限荷載要比一次受力情況下更低.一般認(rèn)為,當(dāng)型鋼達(dá)到屈服時(shí)構(gòu)件就已經(jīng)失效,而此時(shí)RPC的強(qiáng)度還未達(dá)到峰值,因此它的強(qiáng)度未被完全利用,需要對(duì)外包RPC的強(qiáng)度進(jìn)行折減.由于小偏壓構(gòu)件最后的破壞狀態(tài)的一般是受壓區(qū)RPC被壓碎,而此時(shí)截面的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)比較復(fù)雜,因此作出如下假設(shè):① 加固柱在受力過(guò)程中橫截面符合平截面假定;② 外包RPC和型鋼之間的無(wú)黏結(jié)滑移,兩者之間能良好的協(xié)同工作;③ 只研究RPC受壓強(qiáng)度的利用率,忽略彎曲變形帶來(lái)的影響,把構(gòu)件近似視為軸心受壓構(gòu)件;④ 型鋼本構(gòu)模型采用理想的二折線簡(jiǎn)化模型;⑤ RPC本構(gòu)模型采用文獻(xiàn)[20]提供的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系式. 由此可推出RPC強(qiáng)度折減系數(shù)φc為

    (1)

    其中,σc為 RPC壓應(yīng)力;fc為RPC軸心抗壓強(qiáng)度;fss為型鋼極限抗壓強(qiáng)度;Ess為型鋼彈性模量;εc0為RPC峰值壓應(yīng)變;β為型鋼初始荷載比.

    3.2 承載力計(jì)算公式

    Z1柱中部沿截面高度的應(yīng)變?nèi)鐖D7.由圖7可知,Z1構(gòu)件的受壓區(qū)RPC應(yīng)變隨截面高度近似呈線性變化,基本符合平截面假定,其余構(gòu)件截面應(yīng)變規(guī)律類似.可知在二次受力作用下,外包RPC加固型鋼構(gòu)件依舊能夠滿足平截面假定.本研究參考《組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(JGJ 138—2016)[21],對(duì)型鋼混凝土偏壓柱受力計(jì)算公式進(jìn)行修正,截面應(yīng)力狀態(tài)與受力圖如圖8.根據(jù)力平衡條件,引進(jìn)抗拉強(qiáng)度系數(shù)k= 0.25[22], 并考慮受壓RPC強(qiáng)度折減系數(shù),可得式(2)和式(3):

    圖7 Z1柱中部沿截面高度的應(yīng)變Fig.7 Strain along the section height in the middle of the column Z1

    圖8 截面受力圖Fig.8 Sectional force diagram

    (2)

    (3)

    其中,F(xiàn)u為外包RPC加固偏壓柱的極限承載力;其余參數(shù)意義參見(jiàn)規(guī)范[21](可掃描文末右下角二維碼).通過(guò)改進(jìn)后的公式重新對(duì)試驗(yàn)構(gòu)件進(jìn)行承載力計(jì)算,結(jié)合有限元模擬值和試驗(yàn)值,對(duì)比如表4.其中,F(xiàn)s為試驗(yàn)值;Fm為有限元模擬值.由表4可見(jiàn),計(jì)算結(jié)果接近且低于試驗(yàn)值,誤差均值為5%,偏于安全,且有限元模擬值與計(jì)算值較接近, 計(jì)算公式較規(guī)范合理.

    表4 計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 4 Comparison of calculation results

    4 結(jié) 論

    1)在50%~70%初始荷載下,采用RPC外包加固偏心受壓鋼柱具有良好的加固效果,RPC和型鋼能夠協(xié)調(diào)工作,加固后構(gòu)件的剛度有明顯增加,在初始荷載水平指標(biāo)達(dá)到70%的情況下仍能將原構(gòu)件承載力提升5倍.

    2)RPC加固偏壓鋼柱的加固效果與偏心距、初始荷載和RPC強(qiáng)度有關(guān),承載力隨偏心距和初始荷載的增大而降低,隨RPC強(qiáng)度的增大而增加.同時(shí),初始荷載對(duì)加固構(gòu)件極限承載力影響較大,60%初始荷載的構(gòu)件比50%初始荷載的構(gòu)件極限承載力平均降低5.9%;70%初始荷載的構(gòu)件比60%初始荷載的構(gòu)件極限承載力平均降低13.4%,比50%初始荷載比例的構(gòu)件極限承載力平均降低18.5%.

    3)參考現(xiàn)有規(guī)范,給出了二次受力下外包RPC加固偏心受壓鋼柱的承載力計(jì)算公式,計(jì)算值和試驗(yàn)值平均誤差為5%,可供實(shí)際工程參考.

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