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HDC与RPC加固RC柱轴心受压性能试验研究

邓明科 李睿喆 张阳玺

邓明科, 李睿喆, 张阳玺. HDC与RPC加固RC柱轴心受压性能试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(9): 74-83. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.01.0045
引用本文: 邓明科, 李睿喆, 张阳玺. HDC与RPC加固RC柱轴心受压性能试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(9): 74-83. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.01.0045
Ming-ke DENG, Rui-zhe LI, Yang-xi ZHANG. EXPERIMENTAL INVESTIGATION ON AXIAL COMPRESSION BEHAVIOR OF RC COLUMNS STRENGTHENED WITH HDC AND RPC JACKETS[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(9): 74-83. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.01.0045
Citation: Ming-ke DENG, Rui-zhe LI, Yang-xi ZHANG. EXPERIMENTAL INVESTIGATION ON AXIAL COMPRESSION BEHAVIOR OF RC COLUMNS STRENGTHENED WITH HDC AND RPC JACKETS[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(9): 74-83. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.01.0045

HDC与RPC加固RC柱轴心受压性能试验研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.01.0045
基金项目: 国家自然科学基金项目(51578445);高校重大科技创新平台建设项目(20191522415KYPT015JC017)
详细信息
    作者简介:

    邓明科(1979−),男,四川南充人,教授,博士,主要从事新材料与新型结构体系研究(E-mail: dengmingke@126.com)

    李睿喆(1993−),男,河南新乡人,博士生,主要从事结构抗震和防灾减灾研究(E-mail: leerythe@163.com)

    通讯作者: 张阳玺(1990−),男,四川安岳人,讲师 (师资博士后),博士,主要从事新材料与结构加固研究(E-mail:yangxizhang@xauat.edu.cn)
  • 中图分类号: TU375.3

EXPERIMENTAL INVESTIGATION ON AXIAL COMPRESSION BEHAVIOR OF RC COLUMNS STRENGTHENED WITH HDC AND RPC JACKETS

  • 摘要: 为研究高延性混凝土(HDC)和活性粉末混凝土(RPC)围套加固钢筋混凝土(RC)柱的轴心抗压性能,设计制作了8个RC方柱,其中4个采用HDC加固、3个采用RPC加固、1个未加固作为对比试件,通过轴心受压试验,研究了加固层材料、加固层受压方式和加固层是否配置钢筋网对试验结果的影响,分析了各试件的破坏形态、荷载-位移曲线和应变发展规律。试验结果表明:加固柱的破坏形态得到改善;配置钢筋网的加固层整体性较强;加固层与混凝土界面具有可靠的粘结强度,两者变形协调;加固试件的承载力和变形能力均有所提高;加固层直接受压的加固试件承载力提高幅度较大。通过分析加固层的工作机理,考虑了加固层应力滞后的影响,给出加固试件的受压承载力计算公式,其计算结果与试验结果较为吻合。
  • 图  1  试件尺寸配筋及细部详图

    Figure  1.  Geometry and reinforcement details of specimens

    图  2  试验加载及测试装置图

    Figure  2.  Loading and test set-up

    图  3  试件破坏形态

    Figure  3.  Failure patterns of specimens

    图  4  试件荷载-位移曲线

    Figure  4.  Load-displacement curves of specimens

    图  5  钢筋网与加固层竖向应变

    Figure  5.  Vertical strains of reinforcement mesh and strengthening jackets

    图  6  界面剪力计算简图

    Figure  6.  Interface shear calculation diagram

    图  7  HDC加固层条形单元轴力图

    Figure  7.  Axial force diagram of HDC jacket stripe element

    表  1  试件设计参数

    Table  1.   Parameters of specimens

    试件编号加固层箍筋纵筋加固层受压方式
    Z-18@50/100416
    Z-2HDC8@50/100416直接受压
    Z-3HDC8@50/100416非直接受压
    Z-4HDC+钢筋网8@50/100416直接受压
    Z-5HDC+钢筋网8@50/100416非直接受压
    Z-6RPC8@50/100416直接受压
    Z-7RPC8@50/100416非直接受压
    Z-8RPC+钢筋网8@50/100416直接受压
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    表  2  纤维各项性能指标

    Table  2.   Performance indicators of fibres

    纤维
    名称
    长度/
    mm
    直径/
    μm
    抗拉强度/
    MPa
    弹性模量/
    GPa
    伸长率/
    (%)
    密度/
    (g/cm3)
    PVA12391200328.01.3
    钢纤维1320014002007.57.8
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    表  3  HDC和RPC和混凝土的力学性能指标

    Table  3.   Mechanical properties of HDC and RPC

    材料立方体抗压强度$ {f_{ {\rm{cu,m} }} }/{\rm MPa} $轴心抗压强度$ {f_{ {\rm{c,m} }} }/{\rm MPa} $抗拉强度$ {f_{ {\rm{t,m} }} }/{\rm MPa} $
    混凝土39.9225.43
    HDC59.0353.724.32
    RPC90.137.34
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    表  4  钢筋的力学性能指标

    Table  4.   Mechanical properties of steel bars

    钢筋型号直径$d/{\rm{mm}}$屈服强度${f_{{\rm{y,m}}}}/{\rm{MPa}}$弹性模量$E/{\rm{MPa}}$
    HPB30063412.1×105
    HPB30083962.1×105
    HRB400164102.0×105
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    表  5  试件试验结果对比

    Table  5.   Comparison of test results for specimens

    试件编号${P_{\rm{p}}}$/kN${n_1}$/(%)${\varDelta _{\;{\rm{p}}}}$/mm${\varDelta _{\rm{u}}}$/mm${n_2}$/(%)
    Z-11880.654.415.84
    Z-22475.7531.65.437.0738.9
    Z-31946.303.55.316.5328.3
    Z-42383.8526.85.427.2442.2
    Z-52073.1510.25.467.3243.81
    Z-63781.35101.15.327.1239.9
    Z-72304.6022.56.037.2542.4
    Z-82667.3541.87.8010.32102.8
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    表  6  应变分析

    Table  6.   Analysis of strains /(×10−6)

    试件编号 材料峰值应变 材料极限应变
    ${\varepsilon _{{\rm{hp}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{vp}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{hu}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{vu}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{whp}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{wvp}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{whu}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{wvu}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{sp}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{su}}}}$
    Z-1 554 −2458 −2298 782 −2040 −4554
    Z-2 1755 −1341 −2578 3558 −1241 −10777
    Z-3 89 −484 −2473 1226 −341 −16369
    Z-4 1325 −1278 746 −2147 −2714 1721 −910 1668 −1465 −13159
    Z-5 1233 −788 721 −996 −2579 2538 −720 3102 −1024 −14198
    Z-6 1206 −1960 −2528 2199 −1464 −6185
    Z-7 530 −879 −2413 2547 −872 −4896
    Z-8 6029 −1465 1241 −1720 −2506 9818 −1379 4147 −2308 −11138
    注:应变为负值时表示其为压应变。
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    表  7  强度利用系数

    Table  7.   Strength utilization coefficients

    设计
    轴压比${n_{\rm{d} }} $
    试验
    轴压比$ {n_{\rm{t} }} $
    HDC强度
    利用系数$ {\alpha _{\rm{H} }} $
    RPC强度
    利用系数$ {\alpha _{\rm{R} }} $
    钢筋强度
    利用系数$ {\alpha _{\rm{S} }} $
    0.0000.00.4380.7821.000
    0.2270.10.4150.7511.000
    0.4550.20.3920.7171.000
    0.6820.30.3670.6791.000
    0.9090.40.3390.6350.955
    1.1370.50.3100.5860.871
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    表  8  HDC剪力传递系数

    Table  8.   Shear transfer coefficients of HDC

    高宽比HDC轴心抗压强度标准值
    50 MPa60 MPa70 MPa80 MPa
    20.550.470.400.35
    30.710.650.590.53
    40.780.740.690.65
    60.850.830.800.77
    80.890.870.850.83
    100.910.900.880.86
    120.930.910.900.88
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    表  9  RPC剪力传递系数

    Table  9.   Shear transfer coefficients of RPC

    高宽比RPC轴心抗压强度标准值
    100 MPa120 MPa140 MPa160 MPa
    20.160.130.110.10
    30.240.200.170.15
    40.320.270.230.20
    60.480.400.340.30
    80.610.530.460.40
    100.690.630.570.50
    120.740.690.640.59
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    表  10  计算值与试验值对比

    Table  10.   Comparison of calculated and experimental values

    试件编号${N_{\exp }}$/kN${N_{{\rm{thy}}}}$/kN${N_{\exp }}/{N_{{\rm{thy}}}}$
    Z-11880.651919.120.980
    Z-22475.752371.541.044
    Z-31946.302228.120.874
    Z-42383.852452.530.972
    Z-52073.152283.430.908
    Z-63781.353480.621.086
    Z-72304.602248.911.024
    Z-82667.353093.160.862
    注:${N_{\exp }}$为各试件实测峰值承载力;${N_{{\rm{thy}}}}$为理论计算承载力。
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出版历程
  • 收稿日期:  2019-01-29
  • 修回日期:  2019-06-29
  • 网络出版日期:  2020-09-07
  • 刊出日期:  2020-09-25

HDC与RPC加固RC柱轴心受压性能试验研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.01.0045
    基金项目:  国家自然科学基金项目(51578445);高校重大科技创新平台建设项目(20191522415KYPT015JC017)
    作者简介:

    邓明科(1979−),男,四川南充人,教授,博士,主要从事新材料与新型结构体系研究(E-mail: dengmingke@126.com)

    李睿喆(1993−),男,河南新乡人,博士生,主要从事结构抗震和防灾减灾研究(E-mail: leerythe@163.com)

    通讯作者: 张阳玺(1990−),男,四川安岳人,讲师 (师资博士后),博士,主要从事新材料与结构加固研究(E-mail:yangxizhang@xauat.edu.cn)
  • 中图分类号: TU375.3

摘要: 为研究高延性混凝土(HDC)和活性粉末混凝土(RPC)围套加固钢筋混凝土(RC)柱的轴心抗压性能,设计制作了8个RC方柱,其中4个采用HDC加固、3个采用RPC加固、1个未加固作为对比试件,通过轴心受压试验,研究了加固层材料、加固层受压方式和加固层是否配置钢筋网对试验结果的影响,分析了各试件的破坏形态、荷载-位移曲线和应变发展规律。试验结果表明:加固柱的破坏形态得到改善;配置钢筋网的加固层整体性较强;加固层与混凝土界面具有可靠的粘结强度,两者变形协调;加固试件的承载力和变形能力均有所提高;加固层直接受压的加固试件承载力提高幅度较大。通过分析加固层的工作机理,考虑了加固层应力滞后的影响,给出加固试件的受压承载力计算公式,其计算结果与试验结果较为吻合。

English Abstract

邓明科, 李睿喆, 张阳玺. HDC与RPC加固RC柱轴心受压性能试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(9): 74-83. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.01.0045
引用本文: 邓明科, 李睿喆, 张阳玺. HDC与RPC加固RC柱轴心受压性能试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(9): 74-83. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.01.0045
Ming-ke DENG, Rui-zhe LI, Yang-xi ZHANG. EXPERIMENTAL INVESTIGATION ON AXIAL COMPRESSION BEHAVIOR OF RC COLUMNS STRENGTHENED WITH HDC AND RPC JACKETS[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(9): 74-83. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.01.0045
Citation: Ming-ke DENG, Rui-zhe LI, Yang-xi ZHANG. EXPERIMENTAL INVESTIGATION ON AXIAL COMPRESSION BEHAVIOR OF RC COLUMNS STRENGTHENED WITH HDC AND RPC JACKETS[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(9): 74-83. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.01.0045
  • 钢筋混凝土(RC)柱是混凝土结构中常用的承重构件之一。由于建筑使用功能的变更和结构老化等,钢筋混凝土受压构件会出现承载力和耐久性不足等问题,需要进行补强加固。RC柱常用的加固方法有增大截面法、外包钢法和粘贴纤维复合材料加固法等[1-2]。增大截面法工艺简单,适用面广[3],但难以改善混凝土构件受压破坏时的脆性;外包钢法施工简便,有效地提高了受压构件的承载力[4-5],但钢材外露,易受腐蚀;粘贴纤维复合材料加固法可提高RC柱的受压承载力和延性[6-7],但加固材料的利用率较低,且成本较高,不易于推广。因此,有必要探索新的加固材料和加固方法。

    高延性混凝土(high ductile concrete, HDC)是一种具有高强度和高耐损伤能力的水泥基复合材料,受压时表现出良好的抗压韧性[8-9],受拉时具有拉伸应变硬化特征[10],将HDC用于加固砌体墙[11-13],可显著提高试件的抗震性能;采用HDC加固钢筋混凝土柱[14-16]和梁[17]等构件,提高了试件的承载力和延性。活性粉末混凝土(reactive powder concrete, RPC)具有超高强度、低脆性和高抗渗性等特点[18-22],采用RPC加固钢筋混凝土柱[23]和梁等[17, 24]构件,可提高试件抗压和抗弯性能,改善试件脆性破坏;将RPC用于钢筋混凝土结构的加固修复,可提高结构的耐久性[25]

    为探究上述两种材料对钢筋混凝土受压构件的加固效果,提出采用HDC和RPC加固混凝土轴心受压柱。考虑加固层是否直接受压和是否配置钢筋网片对试件受力性能的影响,设计HDC和RPC加固试件,并通过对7个加固试件和1个未加固试件进行轴压试验,分析各试件的破坏形态、承载能力、变形能力和应变发展规律,比较HDC和RPC对混凝土受压构件的加固效果,最后给出加固轴心受压柱的正截面承载力计算公式。

    • 本试验设计了8个混凝土柱,试件截面尺寸为250 mm×250 mm,柱高l0为750 mm,混凝土设计强度C30,纵筋采用HRB400级带肋钢筋,箍筋采用HPB300级钢筋。试件Z-1为对比试件,Z-2和Z-3采用HDC加固,Z-4和Z-5在HDC面层中配置钢筋网,Z-6和Z-7采用RPC加固,Z-8在RPC加固层配置钢筋网。各试件加固层配置的钢筋网片尺寸,如图1所示。

      图  1  试件尺寸配筋及细部详图

      Figure 1.  Geometry and reinforcement details of specimens

      加固前先对试件表面进行凿毛处理,露出约50%粗骨料,试件Z-6的加固层采用浇筑施工,其余试件的加固层均采用人工压抹施工,加固后柱截面尺寸为300 mm×300 mm。试件Z-3、Z-5、Z-7的加固层不直接参与受压,与柱顶端和底端均留有10 mm间隔,各试件设计参数和加固方案见表1,试件详细尺寸、配筋及细部构造见图1

      表 1  试件设计参数

      Table 1.  Parameters of specimens

      试件编号加固层箍筋纵筋加固层受压方式
      Z-18@50/100416
      Z-2HDC8@50/100416直接受压
      Z-3HDC8@50/100416非直接受压
      Z-4HDC+钢筋网8@50/100416直接受压
      Z-5HDC+钢筋网8@50/100416非直接受压
      Z-6RPC8@50/100416直接受压
      Z-7RPC8@50/100416非直接受压
      Z-8RPC+钢筋网8@50/100416直接受压
    • 试验采用的HDC由水泥、矿物掺合料、砂、水、PVA纤维和外加剂按一定比例制备。RPC由水泥、水、砂、石英粉、硅灰、粉煤灰、钢纤维和外加剂按一定比例制备。其中,水泥均为P.O.42.5R普通硅酸盐水泥,HDC中PVA纤维的体积掺量为1.5%,RPC中钢纤维体积掺量为2%。纤维各项力学性能指标见表2

      表 2  纤维各项性能指标

      Table 2.  Performance indicators of fibres

      纤维
      名称
      长度/
      mm
      直径/
      μm
      抗拉强度/
      MPa
      弹性模量/
      GPa
      伸长率/
      (%)
      密度/
      (g/cm3)
      PVA12391200328.01.3
      钢纤维1320014002007.57.8

      采用边长为100 mm的立方体试块测试HDC和混凝土的立方体抗压强度平均值${f_{{\rm{cu}},{\rm{m}}}}$;采用尺寸为100 mm×100 mm×300 mm的棱柱体测试RPC和混凝土的轴心抗压强度平均值${f_{{\rm{c,m}}}}$;采用尺寸为350 mm×50 mm×15 mm的哑铃型拉伸试件,测试HDC和RPC的抗拉强度平均值${f_{{\rm{t}},{\rm{m}}}}$。HDC、RPC和混凝土的力学性能指标见表3,HDC的轴心抗压强度可由式(1)确定:

      $${f_{{\rm{c,m}}}} = {\delta _1} \times {\alpha _{{\rm{c1}}}}{f_{ {\rm{cu,m} } } }$$ (1)

      式中:${\delta _1}$为尺寸效应系数;${\alpha _{{\rm{c1}}}}$为棱柱体与立方体抗压强度之比。根据课题组前期研究结果[9],对HDC,取${\delta _1}$为1,${\alpha _{{\rm{c1}}}}$为0.91。钢筋的力学性能指标见表4

      表 3  HDC和RPC和混凝土的力学性能指标

      Table 3.  Mechanical properties of HDC and RPC

      材料立方体抗压强度$ {f_{ {\rm{cu,m} }} }/{\rm MPa} $轴心抗压强度$ {f_{ {\rm{c,m} }} }/{\rm MPa} $抗拉强度$ {f_{ {\rm{t,m} }} }/{\rm MPa} $
      混凝土39.9225.43
      HDC59.0353.724.32
      RPC90.137.34

      表 4  钢筋的力学性能指标

      Table 4.  Mechanical properties of steel bars

      钢筋型号直径$d/{\rm{mm}}$屈服强度${f_{{\rm{y,m}}}}/{\rm{MPa}}$弹性模量$E/{\rm{MPa}}$
      HPB30063412.1×105
      HPB30083962.1×105
      HRB400164102.0×105
    • 试验在500 t电液伺服压力试验机上进行,在试件西侧和北侧布置位移计,测试受压柱的竖向位移,在试件前后两侧混凝土应变片,通过TDS-602数据采集仪同步测试每个试件的应变值。试验过程中观察裂缝开展情况,记录试件每一特征状态下的荷载和裂缝情况。试验加载及测试装置如图2所示。

      图  2  试验加载及测试装置图

      Figure 2.  Loading and test set-up

      试验时,通过上、下加载板直接对试件施加轴向荷载,采用位移控制的加载方式,加载速率为0.2 mm/min,当加载至预估峰值荷载的80%时,加载速率改为0.1 mm/min,直至试件破坏或荷载下降至实际峰值荷载的85%以下。

    • 未加固试件Z-1达到峰值荷载时,混凝土保护层剥落,箍筋外露,荷载下降迅速,试件发生明显的脆性破坏。

      各加固试件在加载初期均没有出现明显现象;随着荷载增加,试件上、下端和柱角部加固层出现竖向微细裂缝,并向中部延伸;加载至近峰值荷载时,裂缝逐渐变宽,横向膨胀变形增大,试件出现较多裂缝,发出纤维拔出的“啪啪”声,加固层轻微外鼓,试件Z-3角部的裂缝迅速贯通上、下端,且裂缝宽度较大,试件Z-5的上端角部裂缝向面层中央发展;达到峰值荷载时,HDC加固试件Z-2和Z-4均有竖向裂缝上下贯通,试件Z-4裂缝宽度较大,RPC加固试件(Z-6、Z-7和Z-8)的加固层压碎,大量细小碎片剥落;试件Z-6的上端出现大量竖向细密裂缝,中部受压外鼓;试件Z-7和Z-8加固层角部竖向裂缝由试件上端延伸至中下部,但未上下贯通。各试件破坏形态及裂缝分布见图3

      图  3  试件破坏形态

      Figure 3.  Failure patterns of specimens

    • 根据8个试件的试验现象及破坏过程可得:

      1) 对比柱Z-1的破坏具有明显脆性。RC柱的混凝土保护层处于无约束受压状态,达到其极限压应变后被压碎剥落,受箍筋约束较弱区域的混凝土压碎随即剥落,柱截面有效受压面积迅速减小,承载力明显下降。

      2) 加固层改善了试件的破坏形态。HDC和RPC加固层均为混凝土提供了环向约束应力,弥补了箍筋约束的不足;HDC和RPC中的PVA纤维和钢纤维提高了加固层的裂缝控制能力,纤维“桥联”作用限制裂缝的开展,提高试件耐损伤能力,使试件破坏前变形较为缓慢。

      3) HDC加固层抗裂性能优于RPC加固层。试件加载到峰值荷载后,RPC加固层裂缝未得以有效控制,导致大量细小碎片剥落;而HDC材料具有较好的抗压韧性和拉伸应变硬化特征,其纤维“桥联”作用抑制了裂缝的发展,使加固层表现出良好的整体性。

      4) 加固层直接受压的加固试件(Z-2、Z-4、Z-6和Z-8)破坏时,裂缝较多、宽度较小,加固层外鼓,主要因竖向受压而破坏;加固层未直接受压的加固柱(Z-3、Z-5和Z-7),加固层因约束核心区混凝土横向膨胀变形而产生较大的横向拉应力,使加固层竖向裂缝宽度较大。

      5) 加固层约束内部混凝土时,受施工冷缝的影响,容易在角部搭接处开裂,且裂缝发展迅速;通过试件Z-3和Z-5的对比发现,加固层配置钢筋网可限制角部裂缝的发展。

    • 各试件主要试验结果如表5所示。表中${P_{\rm{p}}}$${\varDelta _{\rm{p}}}$分别为各试件的峰值荷载及其对应的竖向位移;${\varDelta _{\rm{u}}}$为极限位移,即试件荷载下降至85%Pp时对应的竖向位移;n1n2分别为各加固试件较试件Z-1的峰值荷载和极限位移的提高幅度。

      表 5  试件试验结果对比

      Table 5.  Comparison of test results for specimens

      试件编号${P_{\rm{p}}}$/kN${n_1}$/(%)${\varDelta _{\;{\rm{p}}}}$/mm${\varDelta _{\rm{u}}}$/mm${n_2}$/(%)
      Z-11880.654.415.84
      Z-22475.7531.65.437.0738.9
      Z-31946.303.55.316.5328.3
      Z-42383.8526.85.427.2442.2
      Z-52073.1510.25.467.3243.81
      Z-63781.35101.15.327.1239.9
      Z-72304.6022.56.037.2542.4
      Z-82667.3541.87.8010.32102.8
    • 分析表5中各试件的承载力可得:

      1) 加固层直接受压时,HDC加固试件Z-2和Z-4承载力提高幅度较大;加固层未直接受压时,HDC加固试件Z-3和Z-5的承载力提高幅度较小,其中试件Z-3由于施工冷缝的影响,加固层角部通缝出现较早,裂缝宽度较大,承载力提高幅度最小。

      2) 试件Z-5比试件Z-3承载力有所提高,但试件Z-4比试件Z-2承载力有所降低,说明钢筋网削弱了加固层的连续性,故配置钢筋网对直接受压的加固层的竖向抗压作用提高不明显,但对HDC加固层非直接受压的试件,钢筋网的约束作用增强了加固层与原混凝土的粘结,提高了试件承载力。

      3) RPC的抗压强度较高,相同条件下,RPC加固试件的承载力较大,其中试件Z-6的加固层浇筑施工,材料强度利用率较高,试件承载力提高幅度最大。

    • 根据试验所测得的各试件荷载和轴向位移,作荷载-位移曲线如图4所示。分析表5图4可得:

      1) 与未加固试件Z-1相比,各加固试件的荷载-位移曲线下降段(从峰值荷载到荷载下降至85%)均较长,极限位移较大,各加固试件的变形能力均有所提高;

      2) 在相同条件下,对于在HDC或RPC加固层中配置钢筋网的加固试件(Z-4、Z-5和Z-8),其荷载-位移曲线较为平缓,极限位移较大,说明钢筋网提高了试件的变形能力;

      3) 与其他加固试件相比,试件Z-8的峰值位移与极限位移均提高较大,荷载-位移曲线的下降段均较长,说明了配有钢筋网与RPC加固层可以较好地协同工作,从而大幅度地提高试件的变形能力。

      图  4  试件荷载-位移曲线

      Figure 4.  Load-displacement curves of specimens

    • 表6为试件达到峰值荷载和极限荷载时所采集的材料应变值。其中,${\varepsilon _{{\rm{hp}}}}$${\varepsilon _{{\rm{hu}}}}$分别为试件加固层(或混凝土保护层)的横向峰值应变和横向极限应变,即试件荷载达到峰值荷载和下降至85%峰值荷载时,加固层(或混凝土保护层)对应的横向应变;${\varepsilon _{{\rm{vp}}}}$${\varepsilon _{{\rm{vu}}}}$分别为加固层(或混凝土保护层)的竖向峰值应变和极限应变;${\varepsilon _{{\rm{whp}}}}$${\varepsilon _{{\rm{whu}}}}$分别为横向钢筋网的峰值应变和极限应变;${\varepsilon _{{\rm{wvp}}}}$${\varepsilon _{{\rm{wvu}}}}$分别为竖向钢筋网的峰值应变和极限应变;${\varepsilon _{{\rm{sp}}}}$${\varepsilon _{{\rm{su}}}}$分别为原有纵筋的峰值应变和极限应变。分析表6中数据可得:

      1) 所有加固试件纵筋峰值应变均大于极限应变,而各加固层的竖向峰值应变均小于极限应变,说明各加固层主要在荷载上升阶段发挥其竖向抗压作用,在破坏阶段开始卸载;各加固层的压应变均明显低于其材料的峰值压应变,加固层未直接受压时其应变更小,可见各加固层材料的力学性能均没有充分发挥。

      2) 各加固层的横向极限应变均大于峰值应变,说明加固层主要在荷载下降阶段发挥其横向约束作用;各加固试件的纵筋在极限荷载时均远大于试件Z-1,说明加固层对内部混凝土提供了有效约束,可提高试件的轴压变形能力,使纵向钢筋的力学性能充分发挥。

      3) 试件Z-3加固层横向极限应变以及其余各加固层横向峰值应变和极限应变均明显大于对比试件,说明加固试件内部混凝土产生了更大的横向变形,故各加固层横向应变均大于试件Z-1的混凝土横向应变,也可反映加固层对内部混凝土提供了有效的约束作用。

      表 6  应变分析

      Table 6.  Analysis of strains /(×10−6)

      试件编号 材料峰值应变 材料极限应变
      ${\varepsilon _{{\rm{hp}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{vp}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{hu}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{vu}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{whp}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{wvp}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{whu}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{wvu}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{sp}}}}$ ${\varepsilon _{{\rm{su}}}}$
      Z-1 554 −2458 −2298 782 −2040 −4554
      Z-2 1755 −1341 −2578 3558 −1241 −10777
      Z-3 89 −484 −2473 1226 −341 −16369
      Z-4 1325 −1278 746 −2147 −2714 1721 −910 1668 −1465 −13159
      Z-5 1233 −788 721 −996 −2579 2538 −720 3102 −1024 −14198
      Z-6 1206 −1960 −2528 2199 −1464 −6185
      Z-7 530 −879 −2413 2547 −872 −4896
      Z-8 6029 −1465 1241 −1720 −2506 9818 −1379 4147 −2308 −11138
      注:应变为负值时表示其为压应变。

      将试件Z-4、Z-5和Z-8的钢筋网竖向钢筋应变与加固层竖向应变绘制于图5。由图5可知:试件Z-4、Z-5和Z-8在荷载在达到约为峰值荷载90%之前,加固层竖向应变与钢筋网竖钢筋应变基本同步增长,直至临近峰值荷载或达到峰值荷载后,两者应变出现较大偏差,说明在竖向荷载作用下,HDC和RPC加固层与钢筋网变形较为协调,可以较好地协同工作,共同承担竖向荷载。

      图  5  钢筋网与加固层竖向应变

      Figure 5.  Vertical strains of reinforcement mesh and strengthening jackets

    • 加固试件的承载力N包括两个部分:一部分为原混凝土柱提供的承载力N1;另一部分是加固层提供的承载力N2。其中,原混凝土柱的承载力N1可由式(2)计算:

      $${N_1} = {f_{{\rm{c,m}}}}bh + {A_{\rm{s}}}{f_{\rm{y}}}$$ (2)

      式中:${f_{{\rm{c,m}}}}$为混凝土轴心抗压强度平均值;${A_{\rm{s}}}$为原柱中纵向钢筋截面总面积;${f_{\rm{y}}}$为原柱中纵向钢筋屈服强度;bh分别为原柱截面宽度和高度。

    • 加固层主要通过竖向抗压作用来提高试件的承载力,而其横向约束作用对承载力的提高幅度较小,故计算承载力时予以忽略。

      由前文分析可知,加固试件达到峰值荷载时,HDC和RPC加固层竖向应变均未到峰值压应变,主要原因是HDC和RPC材料峰值压应变均大于混凝土峰值压应变,导致加固层材料强度未充分利用。此外,对于未直接受压的加固层,还应考虑界面剪力传递导致的柱端加固层抗压作用未充分发挥。

    • 为分析加固层的利用率,作以下假设:1) 加固试件内部混凝土到达峰值压应变时,试件达到承载力极限状态时;2) 加固层与混凝土应变协调。

      1) 材料本构

      采用Hognestad等[26]建议的混凝土的应力-应变模型,取峰值应变前的表达式:

      $$\sigma = \begin{array}{*{20}{c}} {{f_{{\rm{c,m}}}}\left[ {2\left( {\dfrac{\varepsilon }{{{\varepsilon _0}}}} \right) - {{\left( {\dfrac{\varepsilon }{{{\varepsilon _{\rm{0}}}}}} \right)}^2}} \right]\;\;,}&{\varepsilon \leqslant {\varepsilon _{\rm{0}}}} \end{array}$$ (3)

      式中:$\sigma $$\varepsilon $分别为混凝土应力和应变;${\varepsilon _{\rm{0}}}$为混凝土峰值压应变,取${\varepsilon _0}{\rm{ = }}0.002$

      参考文献[27]的HDC应力-应变模型,取峰值应变前的表达式如下:

      $$\begin{array}{*{20}{c}} {\dfrac{{{\sigma _{\rm{h}}}}}{{{f_{{\rm{h0}}}}}} = \dfrac{{1.1\left( {\dfrac{{{\varepsilon _{\rm{h}}}}}{{{\varepsilon _{{\rm{h0}}}}}}} \right) - {{\left( {\dfrac{{{\varepsilon _{\rm{h}}}}}{{{\varepsilon _{{\rm{h0}}}}}}} \right)}^2}}}{{1 - 0.9\left( {\dfrac{{{\varepsilon _{\rm{h}}}}}{{{\varepsilon _{{\rm{h0}}}}}}} \right)}}\;\;\;,}&{0 \leqslant {\varepsilon _{\rm{h}}} \leqslant {\varepsilon _{{\rm{h0}}}}} \end{array}$$ (4)

      式中:${\sigma _{\rm{h}}}$${\varepsilon _{\rm{h}}}$分别为HDC应力和应变;${f_{{\rm{h0}}}}$为HDC峰值应力(轴心抗压强度平均值);${\varepsilon _{{\rm{h0}}}}$为HDC峰值应力时的应变,取${\varepsilon _{{\rm{h0}}}}{\rm{ = }}0.005$

      采用文献[28]的RPC材料应力-应变模型,取峰值应变前的表达式如下:

      $$\begin{split} \frac{{{\sigma _{{\rm{rpc}}}}}}{{{f_{{\rm{r0}}}}}} =& 1.55\frac{{{\varepsilon _{{\rm{rpc}}}}}}{{{\varepsilon _{{\rm{r0}}}}}} - 1.20{\left( {\frac{{{\varepsilon _{{\rm{rpc}}}}}}{{{\varepsilon _{{\rm{r0}}}}}}} \right)^4} + 0.65{\left( {\frac{{{\varepsilon _{{\rm{rpc}}}}}}{{{\varepsilon _{{\rm{r0}}}}}}} \right)^5},\\& 0 \leqslant {\varepsilon _{{\rm{rpc}}}} \leqslant {\varepsilon _{{\rm{r0}}}} \end{split}$$ (5)

      式中:${\sigma _{{\rm{rpc}}}}$${\varepsilon _{{\rm{rpc}}}}$分别为混凝土应力和应变;${f_{{\rm{r0}}}}$为RPC峰值应力(轴心抗压强度平均值);${\varepsilon _{{\rm{r0}}}}$为RPC峰值压应变,取${\varepsilon _{{\rm{r0}}}}{\rm{ = }}0.0036$

      钢筋网片参与受压的竖向钢筋本构模型表达式如下:

      $${\sigma _{\rm{s}}} = \left\{ {\begin{split} & {{\varepsilon _{\rm{s}}}{E_s},}&{0 \leqslant {\varepsilon _{\rm{s}}} < {\varepsilon _{\rm{y}}}}\\& {{f_{\rm{y}}},}&{{\varepsilon _{\rm{y}}} \leqslant {\varepsilon _{\rm{s}}} \leqslant {\varepsilon _{{\rm{su}}}}} \end{split}} \right.$$ (6)

      式中:${\sigma _{\rm{s}}}$${\varepsilon _{\rm{s}}}$分别为钢筋受压应力和应变;${E_{\rm{s}}}$为钢筋弹性模量;${f_{\rm{y}}}$为钢筋屈服强度;${\varepsilon _{\rm{y}}}$为钢筋屈服应变;${\varepsilon _{{\rm{su}}}}$为钢筋极限应变。

      2) 加固层利用率分析

      下面以HDC加固试件为例,推导本试验中HDC加固层强度利用率。

      假设试件达到峰值荷载时,加固层的应力和应变分别为${\sigma _{\rm{i}}}$${\varepsilon _{\rm{i}}}$,由于混凝土与加固层应变协调,且加固前未对试件施加荷载,得${\varepsilon _{\rm{i}}}{\rm{ = }}{\varepsilon _0}$

      定义HDC的强度利用系数${\alpha _{\rm{H}}}$为:试件在峰值荷载时,加固层中HDC压应力与其峰值压应力的比值。则有式(7):

      $${\alpha _{\rm{H}}}{\rm{ = }}\frac{{{\sigma _{\rm{i}}}}}{{{f_{{\rm{h0}}}}}}$$ (7)

      根据式(4)和式(7),可得HDC的强度利用系数${\alpha _{\rm{H}}}$的计算公式如下:

      $${\alpha _{\rm{H}}}{\rm{ = }}\frac{{{\sigma _{\rm{i}}}}}{{{f_{{\rm{h0}}}}}} = \frac{{1.1{\varepsilon _0}{\varepsilon _{{\rm{h0}}}} - \varepsilon _0^2}}{{\varepsilon _{{\rm{h0}}}^2 - 0.9{\varepsilon _{\rm{0}}}{\varepsilon _{{\rm{h0}}}}}}$$ (8)

      3) 二次受力的加固层应力滞后

      实际工程中,试件加固前的应力水平对加固层应力滞后具有较大影响,故分析如下。

      假设试件加固前的混凝土压应力和相应的应变分别为${\sigma _1}$${\varepsilon _1}$${\sigma _{\rm{1}}}$可由加固前试件试验轴压比nt求得:

      $${n_{\rm{t}}}{\rm{ = }}\frac{{{N_0}}}{{{f_{{\rm{c,m}}}}bh}}{\rm{ = }}\frac{{{\sigma _1}}}{{{f_{{\rm{c,m}}}}}}$$ (9)

      式中,N0为加固前试件承担的荷载。

      根据前文假设,加固柱破坏时,加固层的应变${\varepsilon _{\rm{i}}}$为:

      $${\varepsilon _{\rm{i}}}{\rm{ = }}{\varepsilon _0} - {\varepsilon _1}$$ (10)

      根据式(3)、式(4)、式(9)和式(10),HDC强度利用系数${\alpha _{\rm{H}}}$可由试验轴压比nt计算,如下:

      $${\alpha _{\rm{H}}} = \frac{{1.1{\varepsilon _0}{\varepsilon _{{\rm{h0}}}}\sqrt {1 - {n_{\rm{t}}}} - \varepsilon _0^2(1 - {n_{\rm{t}}})}}{{\varepsilon _{{\rm{h0}}}^2 - 0.9{\varepsilon _{\rm{0}}}{\varepsilon _{{\rm{h0}}}}(1 - {n_{\rm{t}}})}}$$ (11)

      同理,可得RPC和钢筋网竖向钢筋强度利用系数${\alpha _{\rm{R}}}$${\alpha _{\rm{S}}}$的计算公式如下:

      $$ \begin{split} {\alpha _{\rm{R}}} = &1{\rm{.55}}\frac{{{\varepsilon _0}\sqrt {1 - {n_{\rm{t}}}} }}{{{\varepsilon _{{\rm{r0}}}}}}{\rm{ + 1}}{\rm{.20}}{\left( {\frac{{{\varepsilon _0}\sqrt {1 - {n_{\rm{t}}}} }}{{{\varepsilon _{{\rm{r0}}}}}}} \right)^4}{\rm{ + }}\\& {\rm{0}}{\rm{.65}}{\left( {\frac{{{\varepsilon _0}\sqrt {1 - {n_{\rm{t}}}} }}{{{\varepsilon _{{\rm{r0}}}}}}} \right)^5} \end{split}$$ (12)
      $${\alpha _{\rm{S}}}{\rm{ = }}\left\{ {\begin{aligned} & {{E_{\rm{s}}}{\varepsilon _0}\sqrt {1 - {n_{\rm{t}}}} ,}&{1 - {{\left( {\frac{{{\varepsilon _{\rm{y}}}}}{{{\varepsilon _0}}}} \right)}^2} < {n_{\rm{t}}} \leqslant 1}\\& {1,}&{0 \leqslant {n_{\rm{t}}} \leqslant 1 - {{\left( {\frac{{{\varepsilon _{\rm{y}}}}}{{{\varepsilon _0}}}} \right)}^2}} \end{aligned}} \right.$$ (13)

      将试验测得数据代入式(11)~式(13)中,可得不同轴压比下加固材料的强度利用系数,如表7所示。

      表 7  强度利用系数

      Table 7.  Strength utilization coefficients

      设计
      轴压比${n_{\rm{d} }} $
      试验
      轴压比$ {n_{\rm{t} }} $
      HDC强度
      利用系数$ {\alpha _{\rm{H} }} $
      RPC强度
      利用系数$ {\alpha _{\rm{R} }} $
      钢筋强度
      利用系数$ {\alpha _{\rm{S} }} $
      0.0000.00.4380.7821.000
      0.2270.10.4150.7511.000
      0.4550.20.3920.7171.000
      0.6820.30.3670.6791.000
      0.9090.40.3390.6350.955
      1.1370.50.3100.5860.871

      为便于工程应用,在表7中给出试验轴压比nt及其对应的设计轴压比nd,两者的换算关系如下:

      $${n_{\rm{d}}}{\rm{ = }}\dfrac{{1.25{N_0}}}{{\dfrac{{(1 - 1.645{\delta _{\rm{c}}}){f_{{\rm{c,m}}}}}}{{1.4}}bh}}{\rm{ = }}\dfrac{{1.25 \times 1.4}}{{(1 - 1.645{\delta _{\rm{c}}})}}{n_{\rm{t}}}$$ (14)

      式中,${\delta _{\rm{c}}}$为混凝土强度变异系数[29]

      以HDC加固试件为例,直接受压的加固层提供的承载力为:

      $$ {N_2} = {\alpha _{\rm{H}}}{A_{\rm{t}}}{f_{{\rm{h0}}}} + {\alpha _{\rm{S}}}{A_{{\rm{wv}}}}{f_{\rm{yw}}} $$ (15)

      式中:${A_{\rm{t}}}$为加固层横截面面积;${A_{{\rm{wv}}}}$为钢筋网竖向钢筋截面总面积;$ {f_{\rm{yw}}} $为钢筋网钢筋的屈服强度。

      当加固层为RPC材料时,将式(15)中的${\alpha _{\rm{H}}}$${f_{{\rm{h0}}}}$分别替换为${\alpha _{\rm{R}}}$${f_{{\rm{r0}}}}$,同理可得RPC加固层提供的承载力。

    • 加固层未直接受压时,试件端部加固层的竖向应变滞后于混凝土,导致了加固层与混凝土之间存在界面剪力,竖向应力通过界面剪应力v传递至加固层,使加固层应变在剪力传递区域范围内逐渐积累,直至加固层竖向应变与混凝土竖向应变相等。

      以HDC加固试件为例,在加固层上取单位宽度${\rm{d}}x$的条形加固层(简称“条形单元”)进行分析,如图6(a)所示,将条形单元简化为轴向受压的杆件,假设轴力在剪力传递区域内均匀增长,剪力传递区域的长度为leh,则其轴力图见图6(b)

      图  6  界面剪力计算简图

      Figure 6.  Interface shear calculation diagram

      本试验中试件破坏以后,将加固层剥开观察到HDC或RPC加固层内侧附着大量混凝土,说明最大界面剪力受混凝土抗剪强度的限制,故界面剪力v近似取混凝土的抗剪强度。参考文献[30],可近似取$0.1{f_{{\rm{c,m}}}}$,则条形单元最大轴力可由式(16)求得:

      $$v{l_{{\rm{eh}}}}{\rm{d}}x{\rm{ = }}0.1{f_{{\rm{c,m}}}}{l_{{\rm{eh}}}}{\rm{d}}x$$ (16)

      根据前文分析,HDC和RPC加固层中最大竖向压应力分别为${\alpha _{\rm{H}}}{f_{{\rm{h0}}}}$${\alpha _{\rm{R}}}{f_{{\rm{r0}}}}$。假设加固层达到最大竖向压应力,则在HDC加固层条形单元应力最大的横截面上,由纵向力的平衡条件得:

      $$0.1{f_{{\rm{c,m}}}}{l_{{\rm{eh}}}}{\rm{d}}x = {\alpha _{\rm{H}}}{f_{{\rm{h0}}}}{t_{\rm{m}}}{\rm{d}}x$$ (17)

      式中,tm为加固层厚度。由式(17)可得HDC加固层剪力传递区域长度leh的计算公式:

      $${l_{{\rm{eh}}}} = \frac{{{\alpha _{\rm{H}}}{f_{{\rm{h0}}}}{t_{\rm{m}}}}}{{0.1{f_{{\rm{c,m}}}}}}$$ (18)

      将式(18)中${\alpha _{\rm{H}}}$${f_{{\rm{h0}}}}$分别替换为${\alpha _{\rm{R}}}$${f_{{\rm{r0}}}}$,同理可得RPC加固层的剪力传递区域长度${l_{{\rm{er}}}}$

      $${l_{{\rm{er}}}} = \frac{{{\alpha _{\rm{R}}}{f_{{\rm{r0}}}}{t_{\rm{m}}}}}{{0.1{f_{{\rm{c,m}}}}}}$$ (19)

      定义剪力传递系数${k_{\rm{v}}}$为:加固层未直接受压时条形单元的轴力图面积比上加固层直接受压时条形单元的轴力图面积。

      当剪力传递区域长度${l_{{\rm{eh}}}} \geqslant {l_{\rm{0}}}/2 - {\rm{10}}$${l_{{\rm{er}}}} \geqslant $ ${l_{\rm{0}}}/2 - 10$时,未直接受压的加固层均未达到最大竖向压应力。现以HDC加固层为例,分${l_{{\rm{eh}}}} < {l_{\rm{0}}}/2 - 10$${l_{{\rm{eh}}}} \geqslant {l_{\rm{0}}}/2 - 10$两种情况讨论kv的计算方法。

      HDC加固层条形单元的轴力图见图7图7中阴影部分为加固层未直接受压时条形单元的轴力图,虚线所围成的矩形部分为加固层直接受压时条形单元的轴力图。

      图  7  HDC加固层条形单元轴力图

      Figure 7.  Axial force diagram of HDC jacket stripe element

      ${l_{{\rm{eh}}}} < {l_{\rm{0}}}/2 - 10$时,由图7(a)可知,HDC加固层剪力传递系数${k_{\rm{v}}}$的计算公式如下:

      $$\begin{split} {k_{\rm{v}}} =& \frac{{{\alpha _{\rm{H}}}{f_{{\rm{h0}}}}({l_0} - {\rm{2}}{l_{{\rm{eh}}}} - {\rm{20}}) + {\alpha _{\rm{H}}}{f_{{\rm{h0}}}}{l_{{\rm{eh}}}}}}{{({l_0} - 20){\alpha _{\rm{H}}}{f_{{\rm{h0}}}}}}{\rm{ = }}\\&1 - \frac{{{l_{{\rm{eh}}}}}}{{{l_0} - 20}} \end{split}$$ (20)

      ${l_{{\rm{eh}}}} \geqslant {l_{\rm{0}}}/2 - 10$时,由图7(b)可知,剪力传递系数${k_{\rm{v}}}$的计算公式如下:

      $${k_{\rm{v}}} = \dfrac{{\dfrac{{{\alpha _{\rm{H}}}{f_{{\rm{h0}}}}}}{{2{l_{{\rm{eh}}}}}}{{\left( {\dfrac{{{l_0}}}{2} - 10} \right)}^2}{\rm{d}}x}}{{{\alpha _{\rm{H}}}{f_{{\rm{h0}}}}\left( {\dfrac{{{l_0}}}{2} - 10} \right){\rm{d}}x}}{\rm{ = }}\dfrac{{\left( {\dfrac{{{l_0}}}{2} - 10} \right)}}{{2{l_{{\rm{eh}}}}}}$$ (21)

      将式(20)和式(21)分子分母同时除以原柱截面宽度b,则HDC加固层的剪力传递系数${k_{\rm{v}}}$可由leh与原柱高宽比${l_0}/b$求得,计算公式如下:

      $${k_{\rm{v}}} = \left\{ {\begin{aligned} & {1 - \frac{{{l_{{\rm{eh}}}}/b}}{{{l_0}/b - 20/b}}\;\;,}&{{l_{{\rm{eh}}}} < \frac{{{l_{\rm{0}}}}}{2} - 10}\\& {\frac{{({l_0}/b - 20/b)}}{{4{l_{{\rm{eh}}}}/b}}\;\;\;,}&{{l_{{\rm{eh}}}} \geqslant \frac{{{l_{\rm{0}}}}}{2} - 10} \end{aligned}} \right.$$ (22)

      将式(22)中leh替换为ler,亦可得RPC加固层剪力传递系数${k'_{\rm{v}}}$。根据试验所得数据和式(18)、式(19)和式(22)可得HDC加固层剪力传递系数${k_{\rm{v}}}$为0.68,RPC加固层的剪力传递系数${k'_{\rm{v}}}$的值为0.26。

      根据前文中应变分析可知,HDC和RPC加固层与钢筋网变形较为协调,可以较好地协同工作,故近似地将钢筋网与所在加固层视为整体,共用剪力传递系数。

      根据HDC和RPC两种材料在工程中的常用强度,由式(18)和式(19)分别求得lehler,根据式(22)求得原柱在不同高宽比${l_0}/b$下的剪力传递系数${k_{\rm{v}}}$${k'_{\rm{v}}}$,分别列于表8表9

      表 8  HDC剪力传递系数

      Table 8.  Shear transfer coefficients of HDC

      高宽比HDC轴心抗压强度标准值
      50 MPa60 MPa70 MPa80 MPa
      20.550.470.400.35
      30.710.650.590.53
      40.780.740.690.65
      60.850.830.800.77
      80.890.870.850.83
      100.910.900.880.86
      120.930.910.900.88

      表 9  RPC剪力传递系数

      Table 9.  Shear transfer coefficients of RPC

      高宽比RPC轴心抗压强度标准值
      100 MPa120 MPa140 MPa160 MPa
      20.160.130.110.10
      30.240.200.170.15
      40.320.270.230.20
      60.480.400.340.30
      80.610.530.460.40
      100.690.630.570.50
      120.740.690.640.59

      表8表9可得:当原柱高宽比较小时,剪力传递系数较小,未直接受压的加固层不能充分发挥材料性能,建议采用加固层直接受压的方式进行加固;故当原柱高宽比较大时,加固层材料利用率有所提高,可以采用未直接受压的方式进行加固。

      随着加固材料强度的增大,剪力传递系数随之减小,材料的利用率下降,故建议在满足加固设计强度要求的同时,可根据表8表9,选用合适的加固材料,避免材料强度过度剩余。

      综上所述,未直接受压的HDC加固层提供的承载力为:

      $$ {N_2} = {k_{\rm{v}}}({\alpha _{\rm{H}}}{A_{{\rm{ t}}}}{f_{{\rm{h0}}}} + {\alpha _{\rm{S}}}{A_{{\rm{wv}}}}{f_{\rm{yw}}}) $$ (23)

      将式(23)中的${k_{\rm{v}}}$${\alpha _{\rm{H}}}$${f_{{\rm{h0}}}}$分别替换为${k'_{\rm{v}}}$${\alpha _{\rm{R}}}$${f_{{\rm{r0}}}}$,同理可得未直接受压的RPC加固层提供的承载力。

    • 由于人工压抹施工会影响到加固层的连续性,故参考规范[1],对压抹施工的加固层所提供承载力N2乘以施工影响系数${k_{{\rm{co}}}}$,取值为0.7。

      则承载力N的计算公式如下:

      $$N = {N_1} + {k_{{\rm{co}}}}{N_2}$$ (24)

      采用试验实测的材料强度平均值,并根据式(2)、式(15)、式(23)和式(24),计算出各试件的承载力,结果见表10

      表 10  计算值与试验值对比

      Table 10.  Comparison of calculated and experimental values

      试件编号${N_{\exp }}$/kN${N_{{\rm{thy}}}}$/kN${N_{\exp }}/{N_{{\rm{thy}}}}$
      Z-11880.651919.120.980
      Z-22475.752371.541.044
      Z-31946.302228.120.874
      Z-42383.852452.530.972
      Z-52073.152283.430.908
      Z-63781.353480.621.086
      Z-72304.602248.911.024
      Z-82667.353093.160.862
      注:${N_{\exp }}$为各试件实测峰值承载力;${N_{{\rm{thy}}}}$为理论计算承载力。

      表10可知:试件Z-3的承载力计算值较试验值偏大,这是由于施工冷缝的影响,加固试件承载力提高幅度较小;由于试件Z-8压抹施工,RPC加固层存在下坠现象,其顶面未与原柱顶面完全平齐,导致其实测承载力较小。

      各加固试件的试验值和计算值比值的平均值为0.989,标准差为0.063,变异系数为0.063,说明该计算方法较为合理,可以为加固轴心受压柱的设计和承载力复核提供参考。

    • 通过对4个HDC加固柱、3个RPC加固柱和1个未加固柱进行轴心受压试验,研究了加固层材料、加固层受力形式和加固层是否配筋对试验结果的影响,可初步得到如下结论:

      (1) HDC和RPC加固层均较好地约束了内部混凝土,改善混凝土受压构件的脆性破坏形态,提高试件的整体性。与RPC加固试件相比,HDC加固试件表现出更加良好的破坏形态。

      (2) HDC和RPC加固层均提高了试件承载力;同时,加固层抑制了内部混凝土的横向膨胀变形,限制了扩胀拉伸导致的裂缝非稳定发展,增强了试件的变形能力。

      (3) RPC比HDC的抗压强度大,故RPC加固试件的承载力提高幅度较大;与加固层直接受压时可充分发挥其抗压作用,试件承载力提高幅度较大;在加固层中配置钢筋网可抑制角部裂缝的发展,但对承载力的提高不明显。

      (4) 通过分析各材料的应力-应变关系和界面剪力传递作用机理,给出了加固试件的承载力计算方法,计算结果与试验结果吻合较好。

参考文献 (30)

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