高延性混凝土加固震損混凝土短柱小偏心受壓性能試驗研究

寇佳亮，趙丹丹，黃 琪，周 恒

（1.西安理工大學土木建筑工程學院，陜西 西安 710048；2.西安理工大學省部共建西北旱區(qū)生態(tài)水利國家重點實驗室，陜西 西安 710048；3.中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司，陜西 西安 710065）

引言

建筑結構在地震作用下，不可避免地會出現(xiàn)各種損傷和缺陷，使其承載能力大大縮減，給結構帶來安全隱患。如果推倒重建會造成不必要的經(jīng)濟損失，為了消除這種隱患，節(jié)約成本，采用合理的加固方式尤為重要。傳統(tǒng)的加固方式多采用FRP 加固［1］或者噴射混凝土與鋼筋網(wǎng)聯(lián)合［2］加固，采用FRP 加固混凝土柱經(jīng)常會出現(xiàn)局部斷裂的情況，而采用噴射混凝土與鋼筋網(wǎng)聯(lián)合加固，雖然能提高結構的承載力，加強整體性，由于設置鋼筋網(wǎng)工藝復雜，且施工時影響噴射混凝土施工質(zhì)量，同時對噴層與受噴面之間的粘結也很不利。

高延性混凝土（high ductile concrete，簡稱HDC）的提出是來源于密歇根大學Victor C Li.教授［3］提出的工程水泥基復合材料（engineered cementitious composites，簡稱ECC）。HDC 作為一種新型的復合型材料，它的彈性模量較低，且變形能力較強，以及易于施工、適用面廣等諸多優(yōu)點。利用HDC 加固震損混凝土柱，主要是通過約束柱的側向和橫向2 個方向上的變形，來對混凝土柱起到一定的加固作用，普通混凝土脆性大、延性小、變形能力差和破壞突然等缺點得到明顯改善。

國內(nèi)外現(xiàn)有的研究大部分是關于ECC直接加固普通混凝土柱，對于ECC加固震損混凝土性能的研究很少。Ashour［4］研究了纖維增強聚合物（FRP）筋和鋼筋加固的工程水泥基復合材料（ECC）混凝土混合梁的受彎性能。對不同ECC 高度替代率、FRP與鋼筋組合的混雜加固組合梁進行了抗彎破壞試驗。Pan［5］對6根不同縱、橫向配筋率和ECC厚度的FRP加固ECC或ECC/混凝土組合梁進行了抗彎試驗。Parsa［6］研究了在橫向荷載和自重荷載作用下，用HPFRCC復合薄層加固已損壞和未損壞框架的方法。在國內(nèi)，張富文等［7］通過纖維增強水泥基復合材料加固震損RC 框架抗震性能試驗。鄧明科［8］為了研究磚砌結構破壞形態(tài)、破壞機理、滯回特性和變形能力，采用ECC 這種材料來進行加固。周鐵鋼等［9］采用高延性纖維增強水泥基復合材料（ECC）對空斗墻體加固。褚顏貴等［10］對15 根普通箍筋約束工程纖維增強水泥基復合材料（ECC）方形截面短柱進行了軸心受壓破壞試驗。寇佳亮等［11］研究了高延性纖維混凝土在重復荷載下的疲勞性能。

已有的加固鋼筋混凝土柱的試驗研究大部分集中于軸心受壓柱，而實際的建筑工程中大部分受到偏心受壓的作用?；诖?，本次試驗采用HDC 加固震損混凝土小偏壓短柱。首先洗掉震損柱表面的浮松層，其次再進行打磨處理柱的表面。完成以后采用HDC加固震損的受壓短柱，進行小偏心受壓試驗。加固之后主要從變形能力和承載力2個方面分析HDC的加固效果，為使用HDC這種材料加固震損混凝土結構提供準確的理論方法。

1 試驗概況

1.1 試驗設計

本次試驗共制作了5 根混凝土短柱，編號為HDC-1～HDC-5。其中，HDC-1、HDC-2 偏心距為20 mm，HDC-3～HDC-5 偏心距為40 mm，均為小偏心受壓試驗?？v筋使用的是配筋率1.13%的HRB335 級熱軋鋼筋，直徑12 mm；箍筋為HPB300鋼筋，直徑8 mm，試件原尺寸均為200 mm × 200 mm×1 000 mm。為了研究HDC加固震損混凝土短柱偏心受壓性能的實際效果，本試驗分2次進行，首先對制作的5組原試件進行偏心受壓試驗，試驗結果表明：施加荷載之后受壓區(qū)開始出現(xiàn)細微豎向裂縫，當荷載持續(xù)不斷增加時，受壓區(qū)裂縫不斷擴展，受拉區(qū)出現(xiàn)橫向貫穿裂縫，大裂縫出現(xiàn)之后試件立馬破壞，相隔時間短暫，典型脆性破壞。其次，震損混凝土短柱利用HDC 加固之后養(yǎng)護3個月。養(yǎng)護期結束進行2次試驗。第2次試驗前，先對破壞的原柱清洗打磨，然后使用HDC 進行面層加固，加固厚度設定為20 mm。加固之后試件尺寸為240 mm×240 mm×1000 mm，試件尺寸及配筋如圖1所示，鋼筋測試強度見表1。

表1 鋼筋基本力學性能Table 1 Mechanical properties of reinforcement

圖1 試件尺寸及配筋詳圖（單位：mm）Fig.1 Specimen dimensions and details of reinforcement（unit：mm）

1.2 材料性質(zhì)

此次試驗所用的原材料主要有P.O 42.5R 普通硅酸鹽水泥（出自銅川某公司）、一級粉煤灰（出自大唐發(fā)電廠）、砂（灞河河砂，最大粒徑1.18 mm）、減水劑（聚羧酸高效減水劑）、PVA 纖維（型號為KURARAYK-II，摻入體積比2%，纖維性能指標如表2 所示）。采用HDC 配合比為：水泥∶粉煤灰∶砂∶水∶減水劑=1∶1∶0.72∶0.58∶0.03。

表2 PVA纖維性能指標Table 2 Performance indexes of PVA fibers

試驗開始前使用相同的配合比制作尺寸為100 mm×100 mm×100 mm 的小試塊測試試件的抗壓強度，采用尺寸為350 mm×50 mm×15 mm的啞鈴型拉伸試件測試HDC的抗拉強度。實測數(shù)據(jù)值見表3和表4。

表3 HDC試塊的抗壓強度Table 3 Compressive strength of HDC

表4 HDC試塊的抗拉強度Table 4 Tensile strength of HDC

1.3 試驗加載與測試內(nèi)容

本次試驗采用的機器為YAW-5 000 F液壓伺服試驗機。初始加載時設置預加荷載50 kN，當達到預期的目標值荷載之后換為等位移加載（加載速度為0.2 mm/min），當達到峰值荷載0.6 Fmax 后停止加載。軸向力使用壓力傳感器測量，變形數(shù)據(jù)為系統(tǒng)儀器自動采集。將位移計安裝在液壓伺服機底座上，利用其測量構件縱向變形；與此同時為了測試試件的橫向變形，需在相鄰的直角側面中間各設置一個位移計。試驗加載裝置如圖2和圖3所示。

圖2 試驗加載與測試裝置圖Fig.2 Loading and test device

圖3 實際受壓加載圖Fig.3 Actual compression loading diagram

2 試驗結果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象和破壞形態(tài)

對于加固前偏心距為20 mm的試件1、試件2、偏心距40 mm的試件4，剛開始加載時，柱的外部表面無明顯變化，當荷載持續(xù)增加，且達到極限荷載60%左右，柱子的受壓側開始出現(xiàn)裂縫，且多分布于上側柱頂。荷載增加，裂縫開始擴展，出現(xiàn)多條豎向裂縫，且較為集中?？旖咏逯岛奢d時，混凝土柱下部突然出現(xiàn)橫向裂縫，隨著荷載增加，受壓區(qū)混凝土豎向裂縫增多，混凝土下部被壓碎剝落，宣告破壞。而對于加固前偏心距為40 mm的試件3、試件5，初始裂縫開裂更早，從加載到破壞，豎向裂縫在較短時間內(nèi)延伸較快，構件最終破壞時受壓區(qū)混凝土大塊剝離，且破壞區(qū)段也更長，預兆不明顯，屬于脆性破壞。

對于加固后試件HDC-1，在加載至71 kN 時，首條豎向裂縫出現(xiàn)，長約3 cm，距離柱頂部約2 cm，同時在柱子的北邊（受壓區(qū)）出現(xiàn)一條豎向裂縫。荷載繼續(xù)增加，在混凝土柱北面出現(xiàn)多條較為密集的豎向裂縫，且多居于下部。加載至1 150 kN時，在柱子的南邊（受拉區(qū)）下側出現(xiàn)一條長約25 cm 的橫向微裂縫，加載至最大荷載1 420 kN 時，柱子北邊下側形成一道貫穿整個面的斜裂縫，并向相鄰兩個面延伸，同時伴有纖維撕裂的“滋滋”聲，卸載至1 219 kN 時，縱向位移達到5.33 mm，橫向位移達到15.1 mm，當荷載下降到峰值荷載的60%左右，柱子破壞。破壞時柱縱向變形量達到8.95 mm，橫向變形量達到22.2 mm。

對于加固后試件HDC-2，加載至654 kN 時，在柱子北邊（受壓區(qū)）處出現(xiàn)第一條長約4 cm 的豎向裂縫，距離柱底部約18 cm。加載至800 kN時，在柱子東邊出現(xiàn)一條豎向裂縫，長約10 cm，且位于柱下側。隨著荷載的不斷增大，裂縫之間相互貫穿，縫寬也不斷增大，繼續(xù)加載至1 377 kN 時，聽到持續(xù)的纖維撕裂聲，在柱子的南邊（受拉區(qū)）下側出現(xiàn)一條長約22 cm的橫向裂縫，這時縱向位移達到7.7 mm，橫向位移達到9.22 mm。加載至最大荷載1 525 kN 時，在柱子東邊底部出現(xiàn)一條長13 cm 的橫向裂縫與主裂縫交叉，最終，柱子角部受壓區(qū)HDC被壓裂，試件破壞。

對于加固后試件HDC-3，加載至492 kN時，柱子受壓區(qū)（北邊）出現(xiàn)第一條豎向裂縫，大約長18 cm，且距離柱頂部約8 cm。繼續(xù)加載至805 kN時，在柱子西邊上側出現(xiàn)一條長約5 cm的豎向裂縫，位于頂部約10 cm處。同時在東邊出現(xiàn)一條豎向裂縫，長約7 cm，且距離柱頂約12 cm。當荷載持續(xù)增加，裂縫持續(xù)擴展、延伸，伴隨著纖維持續(xù)的斷裂聲，在柱子北邊形成兩條較大的豎向裂縫，并向相鄰兩面貫通。加載至最大荷載1 020 kN 時，在柱子南邊（受拉區(qū)）上側出現(xiàn)眾多細長橫向裂縫，此時縱向位移達到7.2 mm，橫向位移達到20.9 mm。相比于偏心距為20 mm的試件，HDC-3、HDC-5的破壞區(qū)段更長。

對于加固后試件HDC-4，加載至570 kN 時，在柱子的東邊出現(xiàn)長約6 cm 的細長裂縫，且距頂部約7 cm。當加載至680 kN時，初始裂縫延伸至25 cm。隨著軸向荷載的不斷增加，柱子北邊（受壓區(qū)）的豎向裂縫開始明顯增多，大部分裂縫集中于柱子的下側，且橫向交錯的裂縫多集中于混凝土邊角部。加載至1 000 kN 時，柱子西邊上側頂部出現(xiàn)一條長約15 cm的豎向裂縫，這時繼續(xù)加載至1 277 kN時，柱子西邊下側出現(xiàn)2條5 cm的縱向裂縫，并伴有持續(xù)的纖維撕裂聲，這時縱向位移達到7.20 mm，橫向位移達到9.6 mm。加載至最大荷載1 436 kN 時，柱子西邊多條裂縫相互貫穿，形成一條長約40 cm、縫寬約3.5 cm 的斜裂縫，并延伸至柱子南邊（受拉區(qū)）形成一條斜向裂縫。

對于加固后試件HDC-5，加載至480 kN 時，在柱子頂部的北邊（受壓區(qū)）上出現(xiàn)第一條長約15 cm 的豎向裂縫。加載至540 kN 時，柱子的南邊（受拉區(qū)）上側出現(xiàn)一條長約5 cm 的豎向裂縫，距頂部約15 cm 處。隨著豎向荷載的不斷增大，受壓區(qū)的裂縫不斷擴展、延伸，多為細長豎裂縫。繼續(xù)加載至1 043 kN 時，在柱子南邊出現(xiàn)多條橫向裂縫，這時縱向位移達到7.18 mm，橫向位移達到20.59 mm。加載至最大荷載1 078 kN時，在柱子東邊下側角部出現(xiàn)兩條相互交叉的斜裂縫，并且在其周圍有多條密集的細微裂縫，并伴有纖維的撕裂聲。最終，縱向位移達到8.7 mm，橫向位移達到33.6 mm。卸載之后，可以明顯的看出柱子的橫向變形，充分表現(xiàn)出良好的變形能力。

各柱破壞形態(tài)及澆筑過程見圖4所示。

圖4 試件破壞形態(tài)及澆筑過程Fig.4 Failure mode and pouring process of specimens

2.2 荷載-位移曲線

根據(jù)偏心柱受力情況繪制出混凝土短柱加固前與加固后荷載-位移對比曲線如圖5所示。試驗測得的柱參數(shù)如表5所示。

表5 HDC加固震損混凝土短柱試驗結果Table 5 Test results of HDC reinforced seismic damaged concrete short columns

圖5 加固前后荷載-位移曲線對比圖Fig.5 Comparison of load-displacement curves before and after reinforc

2.2.1 峰值荷載

加固之前的構件達到峰值荷載之后，曲線下降速度及其快；對于加固后試件，在持續(xù)變形的情況下，仍有很高的承載能力。從圖5（a）～圖5（e）中可以看出加固前和加固后荷載-位移曲線相似，且未加固試件峰值荷載為683～936 kN，采用HDC加固后峰值荷載為1 020～1 525 kN，加固后比加固前峰值荷載提高了49%～63%。

2.2.2 峰值荷載對應地位移

加固之前的試件，當達到峰值荷載之后，短時間內(nèi)即發(fā)生破壞，而采用HDC加固之后，峰值荷載對應地位移明顯有很大的提高，且表現(xiàn)出良好的延性特征。從圖5（a）～圖5（e）可得到未加固的試件峰值荷載對應地位移約為3.3～5.43 mm，而利用HDC加固后的峰值荷載對應地位移約為4.43～6.64 mm，提高幅度在34%～39%。

2.2.3 極限位移

HDC 具有良好的粘結性能，能夠很好的約束混凝土的橫向膨脹，采用HDC 加固混凝土柱極限位移有明顯的提高。從圖5（a）～圖5（e）可得到未加固試件的極限位移為3.85～5.58 mm，采用HDC 加固后的極限位移為5.9～7.6 mm，極限位移的提高幅度在21%～63%。

2.3 荷載-跨中撓度關系曲線

試驗測得的各柱參數(shù)如表5所示。繪制出混凝土短柱加固前與加固后荷載－跨中撓度對比曲線如圖6所示。

圖6 加固前后荷載-跨中撓度曲線對比圖Fig.6 Comparison of load-midspan deflection curves

2.3.1 跨中撓度

通過HDC對柱進行加固，偏心受壓荷載作用下跨中撓度有明顯改善，通過圖6（a）～圖6（e）可得HDC加固之后混凝土柱的延性有明顯改善。未加固試件破壞時的跨中撓度為9.5～15.3 mm，采用HDC加固后破壞時的跨中撓度為18.9～33.6 mm，加固后比加固前跨中撓度提高了87%～133%。

2.4 承載力及延性分析

根據(jù)試驗所測得的荷載-位移曲線得到各試件的承載力及位移延性系數(shù)見表6。

表6 承載力及位移延性系數(shù)Table 6 Bearing capacity and ductility coefficient of displacement

通過表6可知：

（1）加固前普通小偏心混凝土柱位移延性系數(shù)在1.03～1.17，加固后小偏心HDC混凝土柱位移延性系數(shù)在1.15～1.37，加固后混凝土柱延性系數(shù)比加固前提高了10.6%-17.3%。采用HDC加固震損偏心混凝土柱的延性系數(shù)普遍比未加固的普通混凝土延性要好。

（2）加固前偏心距為20 mm 的混凝土柱延性系數(shù)在1.03～1.04，偏心距為40 mm 的混凝土柱延性系數(shù)在1.04～1.17；加固后偏心距為20 mm 的混凝土柱延性系數(shù)在1.17～1.22，偏心距為40 mm 的混凝土柱延性系數(shù)在1.15～1.37，在偏心率影響因素下，無論采用HDC 加固震損混凝土柱還是未加固普通混凝土柱，當偏心距在不斷增大時，試件的延性系數(shù)在持續(xù)變好。

（3）采用HDC 加固之后，偏心受壓柱的峰值荷載、極限位移有不同程度的提高，且峰值荷載對應地位移也有很大程度的提升。其中峰值荷載提高幅度在49%～63%，峰值荷載對應地位移提高幅度在34%～39%，極限位移提高幅度在21%～63%。偏心距為20 mm 的加固震損混凝土柱與偏心距為40 mm 的混凝土柱相比，偏心距較小的混凝土柱，其峰值荷載提高幅度大。

2.5 HDC加固原理分析

HDC 是一種新型復合材料，延性高，耐損傷能力強且耐久性和強度（抗壓、抗拉）好，能良好的控制裂縫的開展。且根據(jù)文獻［18］當構件發(fā)生小偏心受壓破壞時，是否考慮HDC 的受拉作用對計算結果影響較小。使用HDC加固震損混凝土柱提高強度，原因如下：

（1）通過HDC與混凝土柱表面優(yōu)良的粘結性能，使HDC面層與柱成為整體，共同受力；

（2）利用HDC的高韌性、高強度（抗拉）性能提高了混凝土柱受壓之后的延性和抗壓強度；

（3）混凝土在HDC加固層約束下，延緩了裂縫的產(chǎn)生，可以明顯提高混凝土柱的抗壓能力；

（4）HDC 具有良好的高耐損傷能力，使用HDC 加固混凝土柱可以有效地提高抗裂性能，裂縫有了明顯改善。

以上結果及分析均表明，在HDC的加固作用下，已震損的混凝土柱峰值荷載、峰值荷載對應地位移及極限位移都有不同程度的提高，HDC的加固作用明顯。

3 HDC加固震損混凝土短柱偏壓承載力計算

3.1 HDC加固震損小偏壓柱承載力計算方法

通過對相關研究結論進行綜合分析，首先建立HDC加固層對震損小偏壓柱核心混凝土的有效側向約束應力計算公式，再考慮HDC加固層間接參與軸向受力，建立加固震損小偏壓柱的正截面承載力計算公式。

3.1.1 基本假定

對于HDC加固的震損小偏壓柱正截面承載力進行分析，作出如下基本假定：

（1）截面變形后仍保持平截面；

（2）HDC加固層與混凝土界面相對滑移可以近似忽略；

（3）加固層對震損小偏壓混凝土柱的約束處于三向受力的狀態(tài)：即縱向受壓、徑向受壓和環(huán)向受拉?？紤]HDC的受拉作用對計算結果影響較小，故不考慮HDC層的受拉作用。

3.1.2 有效約束面積

小偏心受壓與軸心受壓密切相關，小偏心受壓可看成由軸心受壓過渡為受彎狀態(tài)。因此，當偏心受壓軸向力N為0時可近似看為受彎狀態(tài)，彎矩M為0 時可看為軸心受壓。在偏心受壓構件中，當軸向力與彎矩的比值逐漸增大，試件將從軸心受壓狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槭軓潬顟B(tài)。

當構件受到外部施加的壓力，核心區(qū)混凝土會發(fā)生橫向變形，外部包裹的HDC 向內(nèi)約束混凝土，HDC 對混凝土的約束力多分布在角部，且不均勻，因此當核心區(qū)混凝土發(fā)揮作用時，有效約束區(qū)域如圖7 所示，其面積記為A1。核心受壓區(qū)的有效約束在峰值荷載的60%（即破壞荷載）前發(fā)揮作用。

圖7 橫截面核心混凝土有效約束區(qū)Fig.7 Effective confinement zone of core concrete in cross section

有效約束區(qū)的混凝土面積并不是理想的形狀，需對面積進行修正，Mander［12］等引入有效約束系數(shù)ke，

式中，A1為橫截面有效約束面積。

假設二次拋物線將有效區(qū)與非有效區(qū)分開，約束界線的邊切角為為θ，可得：

式中：A2面積表示弱約束區(qū)，而Mander等［12］對矩形鋼筋混凝土柱取θ1= 45°。

本次試驗柱為方形截面，故

假定有效側向約束應力σle沿著四周均勻分布，定義其表達式為：

式中：ff為HDC的抗拉強度；t為加固層厚度，本次試驗加固層厚度為20 mm。

3.1.3 核心區(qū)混凝土強度

考慮HDC 側向約束需依據(jù)文獻［13］引入折減系數(shù)γu，且有0＜γu≤1［14-15］。文獻［14］中混凝土方柱等效直徑Dc≥100 mm 時適用公式γu= 1.67Dc-0.112，由于偏壓受力下的偏心距作用，混凝土截面受力并不均勻，且混凝土在偏心距方向主要承受豎向荷載。根據(jù)混凝土平截面假定，該約束應力呈線性變化。

由統(tǒng)一強度理論［16］得出：

將式（6）代入式（7），可得：

3.1.4 偏壓承載力

鋼筋混凝土柱在HDC 加固作用下，承載能力和變形性能得到很大改善，受壓區(qū)混凝土能保持良好的完整性。在計算小偏心受壓柱承載力，混凝土原強度fc用等效強度fc1替代。小偏心受壓柱受力情況如圖8所示。

圖8 小偏心受壓極限承載力分析圖Fig.8 Analytical diagram of ultimate bearing capacity under small eccentricity compression

根據(jù)力的平衡條件及對受拉鋼筋合力點取矩，得到計算公式：

根據(jù)文獻［18］有相對受壓區(qū)高度ξb為0.572；且有

式中：εcp，εy為鋼筋屈服應變，取εy=0.002。

3.2 計算結果分析

通過以上計算分析具體數(shù)據(jù)如表7 所示。從表7 可以明顯看出，通過試驗所得數(shù)據(jù)與計算所得數(shù)據(jù)之比約為0.9，二者之間較為符合。

表7 計算結果與實驗結果比較Table 7 Comparison between the calculated results and the experimental results

4 結論

通過5個HDC加固震損混凝土短柱小偏心受壓試驗，對HDC加固震損混凝土短柱的受力性能進行了研究，得出以下結論：

（1）利用HDC加固震損混凝土短柱可以有效控制裂縫的開展，增強兩個界面之間的粘結性能，短柱的承載能力及其變形能力有很大的提升，同時使用HDC加固震損混凝土結構可有效延長結構使用年限。

（2）采用HDC 加固震損偏心混凝土柱可有效改善小偏心受壓構件的脆性破壞，且受壓承載力有明顯提高，峰值荷載的提高幅度在49%～63%，同時增大震損混凝土短柱的變形能力，峰值荷載對應地位移提高幅度在34%～39%，極限位移的提高幅度在21%～63%，延長了震損混凝土結構的使用壽命。

（3）利用HDC 加固震損偏心受壓柱，HDC 對混凝土的四周約束，延緩了裂縫的產(chǎn)生，構件的延性有明顯的改善，承載力有明顯的提高。與此同時，HDC 有良好的粘結性能，與震損之后的粗糙粘結面粘結良好，使其兩者之間可以相互變形協(xié)調(diào)，共同受力，在對震損混凝土加固方面具有重要意義。

（4）從HDC加固法的工作機理出發(fā)，提出加固混凝土柱小偏壓承載力計算公式，將承載力計算結果與試驗所得到的數(shù)據(jù)進行對比，結果較為接近，說明該公式較為合理。