周 樂(lè), 聶曉梅, 王克堯, 鄭 媛

(沈陽(yáng)大學(xué) 建筑工程學(xué)院, 遼寧 沈陽(yáng) 110044)

?

負(fù)載下軸壓加固柱受力性能試驗(yàn)

周 樂(lè), 聶曉梅, 王克堯, 鄭 媛

(沈陽(yáng)大學(xué) 建筑工程學(xué)院, 遼寧 沈陽(yáng) 110044)

為了進(jìn)一步研究負(fù)載下外包鋼筋混凝土法加固鋼柱的軸壓力學(xué)性能,進(jìn)行了7根加固柱和1根純鋼柱的軸壓靜載試驗(yàn).試驗(yàn)主要考慮初始負(fù)載大小、混凝土強(qiáng)度及箍筋直徑三個(gè)參數(shù)對(duì)構(gòu)件受力性能的影響.由試驗(yàn)得出加固柱在軸心載荷下的破壞形態(tài)、載荷-位移曲線及載荷-應(yīng)變曲線,分析了加固柱的破壞機(jī)理和三個(gè)變化參數(shù)對(duì)其軸壓性能的影響,提出了加固柱軸壓承載力計(jì)算公式.結(jié)果表明,加固柱的承載力隨配箍率和混凝土強(qiáng)度的提高而明顯增加;初始負(fù)載越大,鋼筋混凝土應(yīng)變滯后現(xiàn)象越嚴(yán)重,加固柱承載力越低.加固柱軸壓承載力的計(jì)算時(shí)對(duì)新增部分材料的強(qiáng)度應(yīng)進(jìn)行一定的折減.

加固柱; 軸壓性能; 應(yīng)變滯后; 極限承載力

為改善在役鋼結(jié)構(gòu)建筑易腐蝕、防火性能差和易發(fā)生局部屈曲等問(wèn)題,目前工程中主要采用栓焊接并用、外包鋼、外包碳纖維、預(yù)應(yīng)力等加固方式對(duì)鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)行加固.但由于施工條件的限制,這些加固方法存在施工難度大、 適用范圍窄、造價(jià)偏高等問(wèn)題,急需新的加固方式來(lái)彌補(bǔ)這些加固方法的不足.

文獻(xiàn)[1-2]中指出型鋼混凝土結(jié)構(gòu)具有承載力高、抗震性能好、應(yīng)用廣泛、施工方便等優(yōu)點(diǎn).李惠等[3]通過(guò)對(duì)5根鋼-混組合柱進(jìn)行了低周往復(fù)載荷作用下的軸壓試驗(yàn),首次提出型鋼負(fù)載下四周包裹鋼筋混凝土的設(shè)想,分析了型鋼的預(yù)壓,提高組合柱的抗震性能.在此之后,吳波等[4]通過(guò)非線性分析法對(duì)截面彎矩-曲率進(jìn)行分析,建立了三折線模型表示此種構(gòu)件柱截面彎矩-曲率的關(guān)系,并確定了相應(yīng)模型參數(shù).繼這以后,長(zhǎng)沙理工大學(xué)[5-6]在低周往復(fù)加載方式下對(duì)型鋼先負(fù)載再外圍混凝土的結(jié)構(gòu),用ANASYS軟件進(jìn)行了大量的模擬,得到負(fù)載鋼-混組合柱在不同軸壓比、型鋼負(fù)載比下的破壞形態(tài),并分析了軸壓比、負(fù)載比對(duì)構(gòu)件抗震性能的影響,得出了此構(gòu)件最適軸壓比、負(fù)載比的計(jì)算公式.

為分析負(fù)載下外包鋼筋混凝土加固后軸壓加固柱的受力機(jī)理,研究初始負(fù)載混凝土強(qiáng)度及箍筋直徑對(duì)加固柱承載力的影響,為加固柱軸心受壓時(shí)承載力設(shè)計(jì)方法提供參考,本文進(jìn)行了7根加固柱和1根純鋼柱的軸壓一次性破壞試驗(yàn),并結(jié)合有限元模擬和簡(jiǎn)單疊加法理論推導(dǎo),提出適合此種鋼結(jié)構(gòu)加固法的承載力計(jì)算公式.

1 試驗(yàn)概況

1.1 構(gòu)件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)中設(shè)計(jì)并制作7根SRHC柱構(gòu)件和1根純鋼柱對(duì)比構(gòu)件.核心型鋼均采用熱軋Q235級(jí)工字鋼,柱高1.2 m.加固柱、縱筋均配置HRB335級(jí)鋼筋,配置為4φ14,箍筋采用HPB235級(jí)鋼筋,配置依次為φ6.5@100、φ8@100、φ10@100,混凝土采用C40、C60、C80三種強(qiáng)度等級(jí),加固后構(gòu)件的截面尺寸均為200 mm×200 mm,構(gòu)件配筋情況及截面尺寸詳見(jiàn)圖1,主要參數(shù)見(jiàn)表1.參照 GB/T 228—2002 《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》及文獻(xiàn)[7],測(cè)得鋼材的力學(xué)性能如表2所示,表中,L為加固柱截面長(zhǎng)度,H為加固柱截面高度,Nl、Nu分別是負(fù)載下外包鋼筋混凝土加固時(shí)鋼柱的初始載荷和屈服載荷.

表1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)參數(shù)

圖1 構(gòu)件截面尺寸及配筋

鋼材類(lèi)型E/GPaνσS/MPaσb/MPa工字型鋼2060．25295．68370?14鋼筋2000．3385．32510?6．5箍筋2100．3235375鋼墊板2060．25235370

1.2 試驗(yàn)裝置及量測(cè)方案

試驗(yàn)設(shè)備主要分為加載和數(shù)據(jù)采集設(shè)備兩個(gè)部分.加載設(shè)備為沈陽(yáng)建筑大學(xué)結(jié)構(gòu)工程試驗(yàn)室所提供的5 000 kN液壓千斤頂和橫梁立柱及JSF高精度靜態(tài)伺服液壓控制臺(tái)組成的加載系統(tǒng),數(shù)據(jù)采集設(shè)備為鞍山東信測(cè)試353993D靜態(tài)數(shù)據(jù)采集箱,加載裝置及測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖2.

此次試驗(yàn)中構(gòu)件為二次受力,采用兩階段加載方案[8].第一階段,對(duì)型鋼進(jìn)行加載,施加豎向載荷直至達(dá)到設(shè)定值后進(jìn)行鋼筋綁扎,再澆注混凝土使之成型.第二階段,使用可承受5 000 kN的試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行實(shí)驗(yàn),將所制作滿足要求混凝土加固柱平穩(wěn)放置在實(shí)驗(yàn)設(shè)備上,采用勻速分級(jí)進(jìn)行加載[9]:第一步為預(yù)加載,對(duì)構(gòu)件進(jìn)行三次預(yù)加載,且每次的預(yù)加載值都為1/20Nu,卸載時(shí)分兩次進(jìn)行.第二步為正式加載.預(yù)加載卸載完成后,間隔10 min,對(duì)構(gòu)件進(jìn)行正式加載,且加載以破壞載荷的1/10作為增量開(kāi)始遞增,當(dāng)構(gòu)件開(kāi)始出現(xiàn)開(kāi)裂或即將開(kāi)裂時(shí),將加載增量由破壞載荷的1/10改為1/20Nu,并繼續(xù)增加載荷直到構(gòu)件破壞.

圖2 加載裝置及測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)過(guò)程中,在構(gòu)件頂部安裝力傳感器,測(cè)量構(gòu)件的軸向載荷.試驗(yàn)中針對(duì)構(gòu)件位移的測(cè)量采用YDH-100型位移計(jì)測(cè)量,為了測(cè)量構(gòu)件變形量,在構(gòu)件兩端部、距離上下端部的兩1/4截面和中部布置水平位移計(jì),測(cè)量其橫向變形,在構(gòu)件的上下兩個(gè)端部布置兩個(gè)豎向位移計(jì),以測(cè)定構(gòu)件各試驗(yàn)階段的豎直變形,對(duì)于構(gòu)件整體豎向位移的測(cè)量由壓力機(jī)豎向位移作為校核,測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖2.

試驗(yàn)中,對(duì)于鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件、受力鋼筋及混凝土表面相應(yīng)位置上應(yīng)變的測(cè)量,其中沿工字鋼長(zhǎng)度1/4、1/2、3/4處的上下翼緣和腹板分別粘貼3個(gè)縱向應(yīng)變片和1個(gè)橫向應(yīng)變片;沿構(gòu)件高度范圍內(nèi)的受力鋼筋中部及1/4截面處各布置1個(gè)應(yīng)變片;混凝土鄰對(duì)側(cè)3個(gè)面上,相應(yīng)于型鋼的位置的中部、距離上下端部的兩1/4截面的上下400 mm范圍內(nèi)布置應(yīng)變片,圖2為測(cè)點(diǎn)示意圖.有關(guān)數(shù)據(jù)通過(guò)電液伺服試驗(yàn)機(jī)和靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀自動(dòng)采集,包括受力,位移和應(yīng)變情況.

2 主要試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 構(gòu)件破壞狀態(tài)

各構(gòu)件的破壞形態(tài)如圖3所示,在第一次施加預(yù)定大小的軸向載荷時(shí),型鋼一直處于彈性階段.第二次加載初期,加固柱處于彈性階段,型鋼、鋼筋和混凝土三者協(xié)調(diào)工作,變形基本一致,構(gòu)件變化形態(tài)一致.當(dāng)加載至各構(gòu)件0.5Nu時(shí),細(xì)小裂痕開(kāi)始在構(gòu)件上出現(xiàn),且位于構(gòu)件中部,持續(xù)加載至0.7Nu時(shí),縱向裂縫延伸至構(gòu)件中部,并伴有響聲,此時(shí)混凝土及縱筋應(yīng)變急劇增加,構(gòu)件中部出現(xiàn)大量縱向裂縫.當(dāng)載荷達(dá)到0.95Nu左右時(shí),裂縫急劇增加,響聲連連.繼續(xù)加載,構(gòu)件中部混凝土出現(xiàn)脫落情況,對(duì)構(gòu)件強(qiáng)度產(chǎn)生較大影響,隨后構(gòu)件兩端發(fā)生破壞.持續(xù)對(duì)構(gòu)件加載,其承載力逐漸減小,承載力下降至峰值載荷的85%時(shí)停止加載[10].

與普通型鋼混凝土柱相比,加固柱開(kāi)始出現(xiàn)較為明顯的粘結(jié)力下降情況,具體表現(xiàn)為出現(xiàn)滑移.此時(shí)裂縫豎向分布于型鋼翼緣,特別是在其發(fā)生屈服現(xiàn)象后,繼續(xù)加載不久構(gòu)件就被破壞.SRHC-6、SRHC-7兩構(gòu)件開(kāi)裂時(shí)間相對(duì)晚些,混凝土表面出現(xiàn)大量裂縫后,構(gòu)件破壞過(guò)程相對(duì)遲緩,說(shuō)明箍筋對(duì)箍筋以內(nèi)混凝土及型鋼有重要約束作用,箍筋直徑的增大提高了發(fā)生粘結(jié)滑移后的型鋼與混凝土結(jié)合面的機(jī)械咬合力和摩擦阻力.構(gòu)件SRHC-3經(jīng)過(guò)較短時(shí)間、受到較小載荷增量后便發(fā)生了破壞,表明第一次受力時(shí),型鋼已經(jīng)承受較大載荷,第二次加載時(shí),型鋼承受形變能力有限,從加載到破壞,型鋼作用比較明顯.實(shí)驗(yàn)結(jié)束后,將混凝土剖開(kāi)后觀察,混凝土被壓碎處型鋼出現(xiàn)少許彎曲、鋼筋壓彎突出,而型鋼翼緣內(nèi)混凝土仍與型鋼緊密接觸,沒(méi)有壓碎現(xiàn)象.

構(gòu)件S-8在加載至0.7Nu左右時(shí),型鋼翼緣開(kāi)始屈曲,繼續(xù)加載至0.8Nu左右時(shí),型鋼腹板開(kāi)始出現(xiàn)屈曲,加載至Nu左右型鋼柱最終破壞時(shí),呈現(xiàn)出明顯的S型彎曲,繼續(xù)加載,構(gòu)件變形繼續(xù)加大.當(dāng)載荷下降到0.9Nu左右時(shí),試件徹底失去承載能力.

圖3 構(gòu)件破壞形態(tài)

試驗(yàn)所得構(gòu)件的載荷-位移曲線見(jiàn)圖4.試驗(yàn)中做參照的對(duì)比件與加固柱有著較為相似的變化趨勢(shì),載荷達(dá)到極限載荷之前為線性變化,當(dāng)達(dá)到載荷極限后,承載力漸漸降低,構(gòu)件位移持續(xù)增加.與對(duì)比構(gòu)件S-8相比,加固柱承載力均有顯著提高,且隨初始負(fù)載的增大而減小,隨混凝土強(qiáng)度和箍筋直徑的提高而減小.混凝土強(qiáng)度為68.96 MPa時(shí),構(gòu)件SRHC-1承載力較對(duì)比構(gòu)件S-8提高1 940 kN;初始負(fù)載為0.3Nu時(shí),SRC-4(40.5 MPa)、SRHC-5(80 MPa)、SRHC-6(d=8 mm)、SRHC-7(d=10 mm)分別較構(gòu)件SRHC-2承載力提高-22.3%、14.7%、7.68%、20.7%;其他條件(如混凝土強(qiáng)度和配箍率)都相同時(shí),構(gòu)件SRHC-2、SRHC-3較構(gòu)件SRHC-1對(duì)應(yīng)承載力分別下降11.38%、22.48%.

普通型鋼柱在載荷加載至0.9Nu左右前,載荷-位移曲線仍大致呈線性關(guān)系[11],本試驗(yàn)加固柱是加固至0.75Nu左右前,其載荷-位移曲線仍大致保持線性關(guān)系.構(gòu)件SRHC-2的位移比構(gòu)件SRHC-1增大24.48%,構(gòu)件SRHC-3的軸向位移比構(gòu)件SRHC-1增大63.4 %,說(shuō)明構(gòu)件軸向位移隨初始負(fù)載的增加而增大,這主要是因?yàn)槌跏钾?fù)載越大,試驗(yàn)過(guò)程中型鋼屈服的越早,剛度降低越快,再加上實(shí)際工程中柱的端部受力要大于柱的中部,初始負(fù)載大的柱中,同一時(shí)刻鋼筋混凝土承受的軸力比其他柱要大,因?yàn)樾弯摼哂醒有?在其屈服后的一定時(shí)間里仍可以發(fā)生一定形變,導(dǎo)致最后破壞時(shí)的位移增大; 構(gòu)件SRHC-4的軸向位移比構(gòu)件SRHC-2提高20.04%,構(gòu)件SRHC-5的軸向位移比構(gòu)件SRHC-2減小23.03%,說(shuō)明構(gòu)件軸向位移隨混凝土強(qiáng)度的提高而減小,主要是因?yàn)橥粭l件下,混凝土強(qiáng)度越高的構(gòu)件剛度越大,本試驗(yàn)構(gòu)件是在負(fù)載下進(jìn)行的,鋼筋混凝土?xí)嬖趹?yīng)力滯后現(xiàn)象,型鋼最先屈服時(shí)新增鋼筋混凝土還沒(méi)有得到充分利用,故最后構(gòu)件破壞時(shí)混凝土強(qiáng)度越大的構(gòu)件,其最終軸向位移越小.已有研究表明,型鋼與混凝土之間的粘結(jié)度較鋼筋與混凝土要小很多,因此負(fù)載下鋼結(jié)構(gòu)加固時(shí)需配置一定的鋼筋來(lái)保證型鋼與混凝土協(xié)同工作.由圖5可知,配箍直徑最大的構(gòu)件SRHC-7破壞時(shí)軸向位移較配箍直徑最小構(gòu)件SRHC-2減小了9.93%,說(shuō)明配箍直徑的增大對(duì)構(gòu)件變形能力沒(méi)有明顯的改善. 由此可以推斷實(shí)際工程中進(jìn)行鋼結(jié)構(gòu)加固時(shí), 若原型鋼負(fù)載已經(jīng)較大, 則應(yīng)該盡量卸載, 且混凝土強(qiáng)度和箍筋直徑應(yīng)該適當(dāng)選取, 以免造價(jià)過(guò)高卻達(dá)不到預(yù)期效果.

圖4 軸向載荷位移曲線

2.3 應(yīng)變量測(cè)

2.3.1 載荷-應(yīng)變相關(guān)曲線

根據(jù)圖5中載荷-應(yīng)變曲線可知,加固柱的應(yīng)變應(yīng)該分為兩個(gè)階段,與原未加固柱相比較,鋼筋混凝土承擔(dān)了一部分載荷,型鋼表面的應(yīng)力分布情況也發(fā)生了改變,所受載荷的增量逐漸減小,應(yīng)變也隨之減小.若繼續(xù)加載,應(yīng)變曲線回歸原趨勢(shì),即二次受力構(gòu)件中存在應(yīng)力重分布現(xiàn)象.對(duì)于不同負(fù)載大小的構(gòu)件,構(gòu)件破壞時(shí),縱筋、混凝土的破壞應(yīng)變值隨著初始負(fù)載的加大而逐漸減小,說(shuō)明外圍鋼筋混凝土加固效果隨著初始負(fù)載的加大而在減小,也說(shuō)明負(fù)載百分比越大,應(yīng)變超前或者應(yīng)力滯后現(xiàn)象越嚴(yán)重.對(duì)比不同加固混凝土強(qiáng)度等級(jí)的應(yīng)變值可知,初始負(fù)載相同時(shí),隨著混凝土強(qiáng)度等級(jí)的增加,混凝土極限壓應(yīng)變逐漸減小,延性增大;對(duì)比不同箍筋直徑的構(gòu)件應(yīng)變值可知,隨著配箍直徑的增大,極限壓應(yīng)變逐漸增大.由此可見(jiàn),適當(dāng)提高配箍直徑可以增大混凝土的延性.

圖5 載荷應(yīng)變曲線

2.3.2 縱筋應(yīng)變

構(gòu)件破壞截面處的軸向載荷-縱筋應(yīng)變曲線如圖6所示.構(gòu)件SRHC-2、SRHC-6、SRHC-7縱筋在所承受的載荷達(dá)到極限破壞載荷的0.8～0.85時(shí)達(dá)到屈服;構(gòu)件SRHC-2、SRHC-6縱筋在所承受的載荷達(dá)到峰值載荷的0.73左右時(shí)進(jìn)入屈服狀態(tài);構(gòu)件SRHC-3破壞截面處的縱向鋼筋在所承受的載荷達(dá)到峰值載荷的0.93左右時(shí)進(jìn)入屈服狀態(tài);構(gòu)件SRHC-5到破壞時(shí)縱筋仍未屈服.由各構(gòu)件達(dá)到極限載荷時(shí)的縱筋應(yīng)變可知,隨著初始負(fù)載的增大,構(gòu)件破壞時(shí)縱筋的應(yīng)變?cè)叫?縱筋達(dá)到屈服時(shí)越接近構(gòu)件破壞時(shí)間.構(gòu)件SRHC-3相較于構(gòu)件SRHC-1破壞時(shí)縱筋應(yīng)變減小27%,說(shuō)明初始負(fù)載越大,構(gòu)件達(dá)到破壞時(shí)新增部分材料利用率越低,從而使構(gòu)件的最終承載力越低;隨著混凝土強(qiáng)度的提高,構(gòu)件破壞時(shí)縱筋的應(yīng)變?cè)叫?縱筋達(dá)到屈服時(shí)越接近構(gòu)件破壞時(shí)間.構(gòu)件SRHC-5相較于構(gòu)件SRHC-2,破壞時(shí)縱筋應(yīng)變減小41%,進(jìn)而說(shuō)明混凝土強(qiáng)度對(duì)構(gòu)件最終承載力影響顯著;SRHC-7相較于構(gòu)件SRHC-2、SRHC-6,加載過(guò)程中縱筋應(yīng)變一直滯后,最終破壞時(shí)縱筋應(yīng)變相差不大.

圖6 軸向載荷應(yīng)變曲線

2.3.3 混凝土應(yīng)變

構(gòu)件SRHC-1～SRHC-7破壞截面處,混凝土截面的應(yīng)變隨軸向載荷的變化規(guī)律如圖7所示.根據(jù)文獻(xiàn)[12]混凝土破壞壓應(yīng)變約為 0. 002時(shí)認(rèn)為混凝土破壞,而SRHC-3、SRHC-5兩個(gè)構(gòu)件破壞時(shí),構(gòu)件破壞截面混凝土表面應(yīng)變均未達(dá)到0.002,故認(rèn)為這兩個(gè)柱破壞時(shí),混凝土都沒(méi)有達(dá)到預(yù)期強(qiáng)度.SRHC-2、SRHC-3相對(duì)于SRHC-1,混凝土應(yīng)變分別減小2.8%,13.2%.由此可知,初始負(fù)載越大,構(gòu)件破壞時(shí)混凝土應(yīng)變?cè)叫?因?yàn)樾弯摰某跏钾?fù)載較大,當(dāng)再對(duì)構(gòu)件進(jìn)行加載時(shí),軸向載荷大多數(shù)由型鋼所承擔(dān),導(dǎo)致其變形減弱,而使構(gòu)件整體的抵御變形的能力減弱,雖然加載時(shí)分布在外部鋼筋混凝土上的軸向載荷很少,其也很快被壓碎;根據(jù)SRHC-4、SRHC-2、SRHC-5變化規(guī)律,隨著混凝土強(qiáng)度的提高,在加固柱破壞時(shí),混凝土發(fā)生的應(yīng)變也就越小;由SRHC-2、SRHC-6、SRHC-7的混凝土應(yīng)變變化規(guī)律可知,箍筋直徑越大,構(gòu)件破壞時(shí)混凝土應(yīng)變?cè)酱?SRHC-6、SRHC-7相對(duì)于SRHC-2分別提高20.2%和26.68%,這是由于配筋率越大,混凝土越能被充分利用.

圖7 軸向載荷應(yīng)變曲線

2.3.4 型鋼應(yīng)變

根據(jù)圖8可知,構(gòu)件達(dá)到峰值載荷時(shí),型鋼受壓承載能力充分發(fā)揮.構(gòu)件SRHC-3柱中,型鋼應(yīng)變一直超前于其他構(gòu)件,說(shuō)明初始負(fù)載越大,型鋼應(yīng)變?cè)匠?初始負(fù)載大小相同的構(gòu)件,混凝土強(qiáng)度高能延緩型鋼應(yīng)力超前的現(xiàn)象,但是配箍率大小對(duì)此現(xiàn)象影響不大.

圖8 軸向載荷應(yīng)變曲線

3 軸壓承載力計(jì)算

3.1 構(gòu)件各部分承擔(dān)的軸力分析

初始負(fù)載大小控制在一定范圍內(nèi)時(shí),加固柱的破壞形態(tài)類(lèi)似于零負(fù)載下的型鋼混凝土柱,且最終破壞時(shí)鋼筋和型鋼均屈服.可參照我國(guó)YB9082—2006《鋼骨混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[13-14],按疊加法來(lái)計(jì)算此類(lèi)加固柱的軸心受壓承載力.

(1) 被加固柱的破壞標(biāo)志

假設(shè)進(jìn)行加固前型鋼壓應(yīng)變?yōu)棣舠s1,加固后二次加載時(shí),εss1達(dá)到型鋼的極限壓應(yīng)變?chǔ)舠su時(shí),型鋼首先屈服退出工作,新增鋼筋混凝土部分可繼續(xù)承受載荷至破壞.當(dāng)構(gòu)件達(dá)到能承受的極限受壓載荷時(shí),型鋼應(yīng)力達(dá)到fssu,而假設(shè)鋼筋和混凝土的應(yīng)力分別達(dá)到σc、σy,由于存在應(yīng)變滯后現(xiàn)象,σc和σy可能均達(dá)不到各自的極限強(qiáng)度值fc、fy,其值取決于εssu和εss1的差值Δεss=εssu-εss1.Δεss越大,σc和σy就越接近其相應(yīng)的極限強(qiáng)度值,當(dāng)Δεss=εssu時(shí),相當(dāng)于零負(fù)載型鋼混凝土柱,σc和σy均可達(dá)到各自的極限強(qiáng)度值;當(dāng)Δεss=0時(shí),加固時(shí)型鋼已達(dá)極限破壞狀態(tài),鋼筋混凝土部分已經(jīng)基本起不上作用.

(2) 基本假定

① 加固后,新加混凝土與原鋼柱為理想情況,符合平截面假定;

② 不考慮混凝土拉應(yīng)力,混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用ACI 規(guī)范中的Hognestad假定;

上升段拋物線:εc≤ε0,

(1)

下降段直線:εc>ε0,

(2)

式中:εu為極限壓應(yīng)變,一般取0.003 8.

③ 假定鋼筋和型鋼都為理想的彈塑性材料.其本構(gòu)關(guān)系表達(dá)式如下:

(3)

式中:σs為型鋼和鋼筋的應(yīng)力;εs為應(yīng)力為σs時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變;Es、fy、εy為型鋼和鋼筋的彈性模量、屈服強(qiáng)度、應(yīng)力為fy時(shí)的應(yīng)變.

④ 柱長(zhǎng)度方向,截面曲率相同,各截面所受軸力相同.

3.2 軸壓承載力計(jì)算方法

計(jì)算加固柱承載力, 可以分別計(jì)算型鋼、 鋼筋混凝土所能承擔(dān)的軸向力, 然后將二者累加, 即得構(gòu)件的極限承載力.其中型鋼所承擔(dān)的軸向壓力可表示為

(4)

鋼筋混凝土所承擔(dān)的軸向壓力為

(5)

因此,加固柱的承載力計(jì)算公式為

(6)

式(6)僅適用于初始負(fù)載應(yīng)力較小的軸壓加固柱.試驗(yàn)表明,鋼柱在加固前,若所承受的載荷未使其進(jìn)入塑性工作階段時(shí),完全卸載后再加固,加固后的組合柱仍可按普通型鋼混凝土柱進(jìn)行計(jì)算.但在負(fù)載狀態(tài)下加固時(shí),鋼筋混凝土應(yīng)變可能一直滯后于型鋼,型鋼先受力屈服后,鋼筋混凝土很快就破壞,因此計(jì)算最終承載力時(shí),需對(duì)混凝土和縱向鋼筋進(jìn)行強(qiáng)度折減.

依據(jù)Hognestad假定,混凝土達(dá)到最大強(qiáng)度前的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為

(7)

為方便地按零負(fù)載型鋼混凝土柱來(lái)計(jì)算承載力,對(duì)負(fù)載下外包混凝土加固柱,參考各國(guó)學(xué)者對(duì)混凝土結(jié)構(gòu)加固試驗(yàn)的研究,將混凝土和鋼筋的強(qiáng)度折減系數(shù)的計(jì)算公式如下.

加固前:

(8)

(9)

式中:N1為加固前型鋼一期載荷值;σss1為加固時(shí)型鋼截面的應(yīng)力;Ass為型鋼的有效凈面積;Ess為型鋼的彈性模量;β為型鋼初始負(fù)載應(yīng)力水平指標(biāo);εssu為型鋼柱極限壓應(yīng)變;εss1為加固前型鋼壓應(yīng)變;fssu為型鋼極限抗壓強(qiáng)度;ρss為型鋼穩(wěn)定系數(shù).

加固柱破壞后:

(10)

(11)

(12)

(13)

(14)

式中:Nu為加固柱最終極限承載力;φ為加固柱的整體穩(wěn)定系數(shù);σy為加固柱破壞時(shí)鋼筋的壓應(yīng)力;As為縱向受壓鋼筋的截面積;σc為加固柱破壞時(shí)混凝土的壓應(yīng)力;Ac為混凝土的凈截面積;αy為縱筋強(qiáng)度折減系數(shù),當(dāng)αy>1時(shí), 取αy=1;αc為混凝土強(qiáng)度折減系數(shù);εc0為混凝土極限抗壓應(yīng)變,一般取εc0=0.002;Ey為縱向鋼筋的彈性模量.

圖9為αy、αc隨β的變化曲線,當(dāng)β=1時(shí),αy=αc=0,說(shuō)明型鋼已屈服時(shí)無(wú)需再加固;當(dāng)β=0時(shí), αy=αc=1,可以按照零負(fù)載柱進(jìn)行計(jì)算.

將式(14)、式(12)帶入式(10),可得到加固柱的承載力計(jì)算公式:

(15)

式中,fy為縱向鋼筋抗壓屈服強(qiáng)度;fc為混凝土抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值.

式中αy和αc的取值是隨著β的變化而變化的,相對(duì)于原來(lái)疊加法中折減系數(shù)取定值0.8有了一定準(zhǔn)確性的提升.

圖9 加固柱αy、αc和β的曲線

3.3 計(jì)算值與試驗(yàn)值的比較

將試驗(yàn)數(shù)據(jù)代入式(15)可以計(jì)算出軸心受壓承載力,計(jì)算值與試驗(yàn)值的比較見(jiàn)表3.

表3 試驗(yàn)值與計(jì)算值的比較

由表3可見(jiàn)SRHC-1～SRHC-5五個(gè)構(gòu)件的試驗(yàn)值、理論計(jì)算值吻合較好,說(shuō)明本文所給的加固柱的軸心受壓承載力計(jì)算公式合理可行.構(gòu)件SRHC-6、SRHC-7未考慮構(gòu)件約束作用,因此偏差大.

4 結(jié) 論

本文研究了3種混凝土強(qiáng)度、3種初始負(fù)載應(yīng)力大小及3種箍筋直徑的加固柱,對(duì)其進(jìn)行受壓實(shí)驗(yàn),將實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值作比較,得出以下結(jié)論:

(1) 利用外包鋼筋混凝土法加固軸壓鋼柱構(gòu)是一種新型的鋼結(jié)構(gòu)加固方式,加固后的組合柱與普通型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)的受力具有相似之處;加固后鋼-混凝土組合柱軸心受壓承載力明顯提高,穩(wěn)定性明顯增強(qiáng),各截面大致符合平截面假定;本文計(jì)算方法較為實(shí)際可行.

(2) 由試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),隨著初始負(fù)載應(yīng)力的增加,加固后鋼-混凝土組合柱的軸心受壓承載力降低明顯,新增加固材料強(qiáng)度利用率越低,因此,鋼結(jié)構(gòu)加固時(shí),應(yīng)盡量對(duì)原結(jié)構(gòu)進(jìn)行卸載,以使初始負(fù)載應(yīng)力盡量減小,從而使加固后鋼-混凝土柱完全能夠滿足結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的使用要求;加固后鋼-混凝土組合柱的承載力隨混凝土強(qiáng)度提高而增大,軸向位移減小;隨著箍筋直徑的增大,構(gòu)件承載力和新增鋼筋混凝土應(yīng)變逐漸增大,但是對(duì)軸向位移影響不明顯.

(3) 對(duì)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行分析可得,加固后的組合結(jié)構(gòu)其結(jié)合能力稍差,對(duì)于如何加強(qiáng)結(jié)構(gòu)結(jié)合能力,提升加固效果,還需進(jìn)一步研究.

[ 1 ] 陳宗平,應(yīng)武擋,陳宇良. 型鋼再生混凝土柱的正截面極限承載力計(jì)算[J]. 混凝土, 2013(10):10-13. (CHEN Z P,YING W D,CHEN Y L. Research on the ultimate bearing capacity calculation of steel reinforced recycled concrete columns[J]. Concrete, 2013(10):10-13.)

[ 2 ] 趙永宏. 型鋼混凝土異形框架柱正截面承載力研究[D]. 西安: 西安建筑科技大學(xué), 2007:4. (ZHAO Y H. Study on bearing capacity for SRC special shaped columns[D]. Xi’an: Xi’an University of Architecture and Technology, 2007:4.)

[ 3 ] 李惠,王震宇,吳波. 鋼管高強(qiáng)混凝土疊合柱抗震性能與受力機(jī)理的試驗(yàn)研究[J]. 地震工程與工程振動(dòng), 1999,19(3):27-33. (LI H, WANG Z Y, WU B. Experimental research on mechanism and seismic performance of laminated column with steel tube filled with high-strength concrete[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 1999,19(3):27-33.)

[ 4 ] 李惠,王震宇,吳波. 鋼管高強(qiáng)混凝土疊合柱彎矩一曲率關(guān)系的合成模型[J]. 計(jì)算力學(xué)學(xué)報(bào), 2000,17(2):184-191. (LI H, WANG Z Y, WU B. Model of moment-curvature relationship of laminated column with high-strength concrete filled steel tube[J]. Chinese Journal of Computational Mechanics, 2000,17(2):184-191.)

[ 5 ] 佘俊. 預(yù)壓型鋼混凝土柱受力性能分析[D]. 長(zhǎng)沙:長(zhǎng)沙理工大學(xué), 2010:40. (SHE J. Mechanics analysis on steel reinforced concrete columns of precompressed stress[D]. Changsha:Changsha University of Science & Technology, 2010:40.)

[ 6 ] 李國(guó)芳. 預(yù)壓型鋼混凝土柱力學(xué)性能有限元分析[D]. 長(zhǎng)沙:長(zhǎng)沙理工大學(xué), 2008:31-40. (LI G F. The finite element analysis on mechanics performance of steel reinforced concrete columns of precompressed stress[D]. Changsha:Changsha University of Science & Technology, 2008:31-40.)

[ 7 ] 王元清,周暉,胡宗文,等. 鋼結(jié)構(gòu)厚板力學(xué)性能的低溫試驗(yàn)研究[J]. 土木建筑與環(huán)境工程, 2011,33(5):7-12. (WANG Y Q, Zhou H, HU Z W et al. Experimental analysis of mechanical properties of thick plate in steel structure at low temperature[J]. Journal of Civil Architectural & Environmental Engineering, 2011,33(5):7-12.)

[ 8 ] 許成祥,李忠獻(xiàn),蔡衛(wèi)東. 考慮二次受力碳纖維布加固短柱的抗震試驗(yàn)[J]. 武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2002,24(7):27-30. (XU C X, LI Z X, CAI W D. Experimental research on seismic behavior of RC short columns strengthened with fiber sheets based on the characteristic of two-stay load[J]. Journal of Wuhan University of Technology, 2002,24(7):27-30.)

[ 9 ] 季強(qiáng),蘇三慶,張心斌. 用外包鋼筋混凝土法加固RC柱性能的試驗(yàn)研究[J]. 工業(yè)建筑, 2005(s1):945-947. (JI Q, SU S Q, ZHANG X B. An experimental study on behavior of RC columns strengthened with enclosed reinforced concrete[J]. Industrial Construction, 2005(z1):945-947.)

[10] 張曦. 方鋼管約束型鋼混凝土與鋼筋混凝土短柱抗震性能試驗(yàn)研究[D]. 哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2009:36-37. (ZHANG X. Experimental research on seismic behavior of square steel tube confined SRC and RC short columns[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2009:36-37.)

[11] 李俊華,薛建陽(yáng),王新堂,等. 反復(fù)載荷下型鋼混凝土柱粘結(jié)滑移性能試驗(yàn)研究[J]. 工程力學(xué), 2009,30(4):211-218. (LI J H, XUE J M, Wang X T, et al. Experimental study on bond-slip behavior in SRC columns under cyclic reversed loading[J]. Engineering Mechanics, 2009,30(4):211-218.)

[12] 劉靚. 加固軸壓混凝土柱的有限元及可靠度分析[D]. 哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2013:27-31. (LIU L. Finite element analysis and reliability analysis of reinforced concrete columns under axial compression[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2013:27-31.)

[13] 劉祖強(qiáng),薛建陽(yáng),馬輝,等. 型鋼再生混凝土柱正截面承載力試驗(yàn)及數(shù)值模擬[J]. 工程力學(xué), 2005,32(1):81-87. (LIU Z Q, XUE J Y, MA H et al. Testing and numerical simulation of the normal cross-section bearing capacity of steel reinforced recycled concrete columns[J]. Engineering Mechanics, 2005,32(1):81-87.)

[14] CHEN C, LIN N. Analytical model for predicting axial capacity and behavior of concrete encased steel composite stub columns[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2006,62(5):424-433.

【責(zé)任編輯: 趙 炬】

Axial Compression Behavior of Column While under Load

ZhouLe,NieXiaomei,WangKeyao,ZhengYuan

(School of Architecture and Civil Engineering, Shenyang University, Shenyang 110044, China)

In order to further research the mechanical properties of reinforced columns, experiments of seven reinforced columns and one steel column under monotonic axial compression are carried out. Three related parameters, the initial load size, concrete strength and stirrup diameter, are concerned. The failure patterns, load-displacement curves, and load-strain curves are obtained. The influences of three parameters on axial compression behavior are analyzed. The formula for axial compression load of reinforced column is presented. The results show that the bearing capacity of the column increases significantly with the increase of stirrup ratio and concrete strength. The strain hysteresis of reinforced concrete becomes greater and the load-carrying capacity becomes lower with the increase of initial load. A certain reduction should be done for the new materials in the calculation of axial compression bearing capacity of the reinforced column.

reinforced column; axial compression behavior; strain hysteresis; ultimate bearing capacity

2016-11-17

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51408371); 遼寧省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2014020098).

周 樂(lè)(1978-),女,遼寧營(yíng)口人,沈陽(yáng)大學(xué)教授,博士,碩士研究生導(dǎo)師.

2095-5456(2017)02-0132-09

TU 375.3

A