纤维网格高延性混凝土加固RC 柱抗剪性能试验研究

2022-06-02 07:43郭莉英邓明科马钰人张雨顺

工程力学 2022年6期

郭莉英，邓明科,2，马钰人，张雨顺，张伟

(1. 西安建筑科技大学土木工程学院，陕西，西安 710055；2. 西安建筑科技大学结构工程与抗震教育部重点实验室，陕西，西安 710055)

震害表明，配箍不足或没有箍筋的RC 柱在地震中易发生脆性剪切破坏，造成建筑倒塌和人员伤亡[1]。基于此，我国于2016 年实施了新的抗震规范，对不同地区的抗震设防标准均进行了升级。因此，为使既有RC 柱满足新的抗震要求，寻找一种有效的加固方法来提高RC 柱的抗剪能力是当前迫切需要解决的问题。

对于混凝土构件的抗剪及抗震加固，采用高延性水泥基复合材料[2-4](Engineered Cementations Composite, ECC)和粘贴纤维布[5-9](Fiber Reinforced Polymers, FRP)是两种应用较为广泛的加固技术，两者在对抗剪性能改善上各有优缺点。粘贴FRP加固法具有轻质高强、耐腐蚀、不影响建筑使用空间及施工快速有效等优点，但加固材料与基体黏结失效问题较为突出[10-11]。ECC 因其具有与混凝土相似的物理性能，故ECC 与混凝土的界面黏结性能较好。但由于ECC 中短切纤维乱向分布，承载方向不明确，短切纤维利用率较小[12]。在ECC 加固层配置钢筋网进行加固可进一步提高柱的延性和耗能能力，但因需满足钢筋的保护层厚度，ECC 用料较多，造价较高[13]。

结合两种加固技术在改善结构受力性能上的优点，有专家学者[14-16]提出了FRP 网格和水泥基砂浆复合加固RC 柱。曹亮等[14]进行了碳纤维(Carbon Fiber Reinforced Polymer, CFRP)网格和地聚物砂浆抗剪加固RC 梁的静载试验，结果表明加固层能有效约束剪切裂缝的开展，提高RC 梁的抗剪承载力。尹世平等[15-16]研究了FRP 网格和高性能混凝土复合加固RC 柱的抗震性能，结果发现，加固后原结构的几何尺寸和质量改变很小，而且RC 柱的耗能能力明显提高。但仍存在以下问题：1)加固层表层的砂浆易剥离[17]；2)砂浆开裂较早，FRP 网格的有效利用率低[18]。因此，需采取有效的方式解决上述问题，提高FRP 网格的利用率。

基于以上研究，提出将高耐损伤能力的高延性混凝土(Highly Ductile Concrete, HDC)和高弹模高抗拉强度的碳纤维(CFRP)网格用于结构抗剪加固，以利用CFRP 较高的抗拉强度和HDC 与混凝土较好的界面黏结性能，提高构件的抗剪承载力和延性。同时研究相关因素如构件本身的剪跨比、轴压比以及FRP 网格用量等对RC 柱加固效果的影响。本文通过低周反复荷载试验，分析试件加固前后的破坏形态、滞回特性、变形能力和耗能能力等。此外，基于桁架-拱模型对加固柱的抗剪承载力进行了分析，为FRP 网格和HDC 复合加固混凝土结构构件的工程应用提供依据。

1 试验概况

1.1 试件设计及制作

CFRP 网格的极限拉应变在1.5%左右，需要在较大的拉应变下才能充分发挥其抗拉强度。当HDC 中PVA 短纤维体积掺量超过1.5%时，极限拉应变在1%以上。HDC 在拉伸或者剪切荷载作用下具有应变硬化和多裂缝开展的特性[19-21]。将HDC 和CFRP 两种材料结合在一起共同工作，能进一步发挥CFRP 网格的抗拉强度，使两种材料各尽其能、协调受力。同时嵌固在HDC 内部的纤维网格可有效抑制剪切裂缝扩展，对RC 柱的剪切变形形成约束。

本试验共设计制作了6 个工字型RC 柱，主要变参为加固方式、纤维网格层数和轴压比。试件Z1 为未加固的对比试件，其余试件均采用HDC和CFRP 网格复合加固。试件Z1 和Z2、Z3 研究纤维网格层数对加固效果的影响；试件Z2、Z4和Z5 研究不同轴压比对加固柱抗震性能的影响；试件Z2、Z3 和Z5、Z6 研究在不同轴压比下，增加网格层数对加固效果的影响。加固层总厚度均为15 mm。试件主要设计参数和加固方案见表1。

表1 试件主要参数和加固方案Table 1 Main parameters of specimens

加固前试件的截面尺寸均为250 mm×250 mm，柱有效高度为1000 mm；混凝土设计强度为C30；纵筋采用HRB400 级钢筋，对称配筋；箍筋采用HPB300。混凝土保护层厚度取20 mm。各试件加固前的几何尺寸及配筋如图1 所示。加固柱如图2所示。

图1 基本试件尺寸及配筋详图/mmFig. 1 Dimensions and reinforcement arrangement of specimens

图2 加固柱示意图Fig. 2 Schematic diagram of specimen reinforcement

加固前对柱试件的四角进行倒角处理。HDC和CFRP 网格复合加固试件的加固过程：首先对柱表面进行凿毛处理，将混凝土表面松动碎渣清理干净后，用清水润湿；然后人工压抹2 mm～3 mm 厚的HDC，将CFRP 网格环柱裹一周，适当用力将纤维网格压紧，保持纤维束与箍筋方向平行；再在CFRP 网格表面压抹一层HDC，完成1 层CFRP 网格加固，重复上述步骤即可完成多层纤维网格加固。多层加固时网格不剪断，网格搭接长度为柱截面边长250 mm。

1.2 材料力学性能

试验采用的HDC 由普通硅酸盐水泥、粉煤灰、普通河砂、矿物掺和料、水和PVA 短纤维按一定比例制备而成，PVA 短纤维体积掺量为1.5%，配合比见表2。PVA 短纤维的力学性能指标见表3。

表2 HDC 的配合比 /(kg/m3)Table 2 Mixed proportions of HDC

表3 PVA 短纤维各项性能指标Table 3 Performance indicators of short PVA fibers

试验采用的纤维网格为双向均匀的碳纤维网格，网格间距为 20 mm×20 mm。CFRP 网格是由高强度碳纤维束沿两个正交方向编织而成。经向纤维束是由两束细纱加捻缠绕在一起的，纬向的纤维束无捻，如图3 所示。网格表面用环氧树脂涂层。碳纤维束的宽度为2 mm～3 mm。网格的等效厚度为0.044 mm。碳纤维束的力学性能见表4。

图3 碳纤维网格Fig. 3 Carbon textile

表4 CFRP 网格的力学性能指标Table 4 Mechanical properties of CFRP grid

采用边长为100 mm 的立方体试块测得混凝土和HDC 抗压强度试验平均值fcu,m、fdu,m。混凝土轴心抗压强度按公式fc,m=0.88×0.76×fcu,m计算，HDC 轴心抗压强度按公式fdk,m=0.88×0.88×fdu,m[23]计算。采用尺寸为350 mm×50 mm×15 mm 的狗骨形拉板试块测得HDC 轴心抗拉强度试验平均值fdt,m，HDC 受拉应力-应变曲线如图4 所示；混凝土轴心抗拉强度ft按公式ft=0.395fc0u.55[24]计算。HDC 和混凝土的各个强度值见表5。钢筋的力学性能指标见表6。

图4 HDC 受拉应力-应变曲线Fig. 4 Tensile stress-strain curve of HDC

表5 混凝土和HDC 的力学性能Table 5 Mechanical properties of concrete and HDC

表6 钢筋力学性能Table 6 Mechanical properties of steel bars

1.3 加载装置及测试内容

为模拟框架柱地震作用下承受剪力和反对称弯矩的真实受力状态，采用“建研式”的加载装置，如图5 所示。依据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ/T 101-2015)[25]采用荷载-位移混合控制方式加载。弹性阶段，采用荷载控制加载，级差为20 kN，每级荷载循环一次；荷载-位移曲线出现明显偏移后改为按位移控制加载，每级位移增量为4 mm，每级位移循环三次，直至水平荷载下降至该试件峰值荷载的85%以下时停止加载。

图5 加载装置Fig. 5 Test setup

2 试验结果及分析

2.1 试验现象及分析

为便于描述，规定加载以推为正向，拉为负向。图6 为各试件的裂缝分布及破坏形态。

图6 试件破坏形态Fig. 6 Failure patterns of specimens

1)未加固试件

对于试件Z1，在荷载控制阶段，当加载至140 kN 时，柱上部出现3 条细微的斜向裂缝，随着水平荷载的增加，柱顶及柱底斜向裂缝不断增多，试件东、西两侧面有水平裂缝形成。

在位移控制阶段，加载至16 mm 时，从西侧柱顶至柱中部区域形成沿柱对角线的主剪切裂缝，箍筋应变显著增加，柱东侧中部的纵筋处出现多条平行的细微黏结裂缝；加载至20 mm 时，剪切斜裂缝不断开展，裂缝加宽，同时柱中部纵筋位置处的竖向黏结裂缝上下延伸、贯通，与主斜裂缝相连，主裂缝上的混凝土开始剥落；加载至-24 mm 时，主裂缝宽度达3 mm，混凝土保护层大面积剥落，钢筋外露，试件最终发生剪切黏结破坏。

2) HDC 和CFRP 网格复合加固试件

对于试件Z2，在荷载控制阶段，试件表面无明显裂缝产生。

在位移控制阶段，加载至18 mm 时，试件柱顶和柱底出现多条斜向裂缝，但水平荷载卸载后裂缝闭合；加载至22 mm 时，原有斜裂缝不断延伸，并有新斜裂缝产生，箍筋开始屈服；加载至26 mm 时，沿柱顶斜向柱中部依次出现多条细密斜裂缝，呈明显的多裂缝开展状态；加载至30 mm时，斜裂缝逐渐发展并形成一条延伸较长、扩展较宽的主剪切裂缝，可明显地听到纤维网格被拉断的“嘣嘣”声；加载至34 mm 时，水平承载力下降至峰值荷载的85%以下，试件被剪坏。

与试件Z2 相比，试件Z3 首次产生斜裂缝的荷载大致相同，但加载后期试件Z3 表面裂缝分布更加细密，且形成了明显的X 形裂缝带，试件破坏时主斜裂缝宽度减小，破坏程度较轻。

与试件Z2 相比，试件Z4 的轴压比增大，在柱上半部形成主剪切斜裂缝后，试件下部东侧沿1/5 柱高处向柱中部出现多条黏结劈拉裂缝，同时柱底出现多条竖向受压裂缝。随后试件上部主斜裂缝突然加宽、延长，与之前的黏结裂缝贯通，发生剪切黏结破坏。

试件Z5、试件Z6 破坏过程中的现象与试件Z2 大体相似，但裂缝数量明显增多且斜裂缝与纵轴的夹角变小。在位移控制阶段，试件Z5、试件Z6 表面出现大量长度较长的平行斜向裂缝与柱顶和柱底的竖向裂缝相连，发生剪压破坏。

2.2 破坏形态分析

根据试验现象及各试件的破坏形态可得如下结论：

1)试件Z1 发生剪切黏结破坏，受拉纵筋配筋率较大，同时混凝土强度较低，对直径较大的纵筋的锚固能力弱，破坏时主裂缝处混凝土剥落较严重，钢筋外露。

2)试件Z2 发生剪切破坏，径向纤维束沿主拉应力方向连续布置，相当于HDC 中的箍筋，同时纤维网格的加入使加固层与内部混凝土的协同工作能力提高，加固层整体受力时对内部混凝土形成有效约束，限制了剪切裂缝的扩展。复合加固试件破坏时保持较好的完整性，脆性破坏特征明显改善。

3)试件Z3 发生剪切黏结破坏，这可能是因为15 mm 厚的加固层中CFRP 网格较多，加固柱的抗剪强度进一步增大，大于钢筋与混凝土间的黏结强度。

4)轴压比增大，混凝土剪压区高度增大。增大的轴向压力导致混凝土强度后期退化加速，故试件Z4 在主剪切裂缝形成后发生剪切黏结破坏。试件Z5、Z6 的设计轴压比为1.0，混凝土部分受压应力较大，试件Z5、Z6 在压应力与剪应力的共同作用下发生剪压破坏。轴向压力增大，核心混凝土横向膨胀变形增大，CFRP 网格和HDC 复合围套的环箍约束作用发挥越充分、越均匀。

2.3 滞回曲线

试件的水平荷载(P)-顶点位移(Δ)滞回曲线见图7。由图7 可知：

图7 荷载-位移滞回曲线Fig. 7 Load-displacement hysteretic curves of specimens

1)相同轴压力下，未加固试件Z1 滞回曲线呈弓形，滞回环包络面积较小；加固试件Z2、Z3 的滞回环数量明显增多，面积增大，形状更加饱满。与试件Z2 相比，随着加固层中CFRP 网格层数的增加，试件Z3 的滞回曲线变得更加饱满，峰值后强度衰减变缓。

2)随着轴压比增大，峰值荷载后滞回循环次数减少，滞回曲线的不对称性更加明显，水平荷载下降的速率加快，柱构件的滞回性能变差。

3)相同高轴压比下，试件Z6 的滞回环饱满程度优于试件Z5，这表明提高加固层的网格层数可进一步改善较高轴压比下RC 框架柱的抗震性能。

2.4 骨架曲线

将每个试件滞回曲线中各级加载峰值的点相连，得到每个试件的骨架曲线，如图8 所示。

图8 骨架曲线Fig. 8 Skeleton curves

1)相同轴压力下，与未加固试件Z1 相比，加固试件Z2、Z3 的骨架曲线在弹性段斜率稍大，峰值荷载和极限位移均明显增大。HDC 与CFRP 网格对内部混凝土柱形成了多道约束，使得剪切裂缝的扩展得到有效延缓，故复合加固试件的骨架曲线下降段明显减缓，延性和变形能力显著提高。

2)随着轴压比增大，复合柱峰值后的水平承载力下降变快，延性和变形能力变差。

3)在较高的轴压比下，试件Z5 和Z6 峰值点前的骨架曲线基本重合，峰值点后，试件Z6 骨架曲线下降段斜率稍缓，与试件Z2 的下降段平行。这说明增加网格层数对复合柱抗剪刚度的影响很小，但有效提高了高轴压比下柱的变形能力和延性性能。

2.5 承载能力和变形性能

本文取试件表面出现第一条明显斜裂缝时对应的水平荷载和顶点位移为该试件的开裂荷载和开裂位移；采用“能量等值法”确定各试件的屈服荷载与屈服位移；取试件在荷载下降到峰值荷载85%时对应的位移确定其极限位移。各试件特征点的荷载、位移见表7。由表7 对比各试件的承载力(峰值荷载)可得：

表7 主要试验结果Table 7 Test results of specimens

1)相同轴压力下，试件Z2 和Z3 的峰值荷载分别比试件Z1 提高了54.27%和55.17%，极限位移分别比试件Z1 提高了40.34%和78.62%。可见，采用HDC 与CFRP 网格复合加固可明显提高RC 柱的抗剪承载力和变形性能；15 mm 厚的加固层中CFRP 网格多于2 层时，继续增加网格层数，对抗剪承载力影响较小，但对变形能力提高显著。

2)与试件Z2 相比，试件Z4、Z5 的峰值荷载分别提高了0.82%、3.40%，但极限位移分别减小了5.35%、9.32%。轴压比增大，内部混凝土受到约束作用更强，试件的峰值荷载有所提升，但轴压比增大导致混凝土柱内部出现大量垂直裂缝，整体柱分离为多个小柱体进行抗剪，达到峰值后，柱体抗剪刚度退化快，变形性能差。

3)与试件Z2 相比，试件Z3 的峰值荷载提高了0.58%，极限位移提高了了31.82%；与试件Z5相比，试件Z6 的峰值荷载分提高了3.40%，极限位移提高了了28.33%。这说明，增加CFRP 网格层数对高轴压比柱的增强效果和对低轴压比柱的增强效果基本一致。

2.6 耗能能力

表8 列出了各个试件达到屈服荷载、峰值荷载和极限荷载时的对应的累积滞回耗能E。

表8 试件累积耗能Table 8 Cumulated energy dissipation of specimens

1)相同轴压力下，与未加固试件Z1 相比，试件Z2 和Z3 在屈服点的累计耗能分别提高了98.20%和92.49%；在峰值点的累计耗能分别提高了114.45%和145.86%；在极限点的累计耗能分别提高了129.21%和153.66%。加固后，RC 柱的弹性段变长，屈服点滞后，柱试件的峰值荷载和峰值位移均明显增大，故峰值点前的耗能明显增加。峰值点后，CFRP 网格的环向约束有效地抑制了主裂缝的扩展，推迟了剪切破坏的发生，故加固柱在破坏阶段的耗能能力仍被进一步提高。同时CFRP网格充分发挥了配网分散性良好的优势，使复合加固柱裂缝开展多且细密，形成了良好的耗能系统。

2)轴压比对各试件破坏阶段的耗能能力影响较大。与试件Z2 相比，试件Z4 和Z5 的总累计耗能分别降低了17.13%和21.02%。轴压比越大，试件的脆性破坏特征越显著，承载力退化越快，故峰值荷载后的累积耗能随轴压比的增大而减小。

3)试件Z3 的总累积耗能是试件Z2 的1.11 倍；试件Z6 的总累积耗能是试件Z5 的1.12 倍。这说明，提高加固层中CFRP 网格层数对高轴压比试件累积耗能的提高幅度与对低轴压比试件相差不大。

2.7 刚度退化

由图9 可知：

图9 刚度退化曲线Fig. 9 Stiffness degradation curves

1)相同轴压力下，与未加固试件Z1 相比，加固试件Z2、Z3 的初始刚度均明显增大，刚度退化曲线相对平缓，且加固柱整个刚度退化曲线较长。这是由于复合加固层的多道约束使试件在受损状态下还能继续保持较高的抗剪刚度，且CFRP网格层数越多，加载后期约束效果更明显。

2)试件的初始刚度随轴压比的增大而减小。在加载前期，试件Z2、Z4、Z5 的刚度退化速率不同，轴压比越大，刚度退化速率越快；在加载后期三个试件的刚度退化速率趋于相近，刚度退化曲线基本重合。

3)加固层中CFRP 网格层数增加，柱试件的初始刚度减小，但峰值点后的刚度退化速率明显变缓。提高加固层中CFRP 网格层数对高轴压比试件的刚度退化影响规律与低轴压比试件相同。

3 加固柱的抗剪承载力计算

为了对RC 柱的加固围套进行安全有效地设计，建立一个适用于计算加固柱的抗剪承载力设计方法非常重要。由试验结果可知，加固试件达到峰值荷载时，加固层均发生剪切开裂且未与原RC 柱发生界面剥离。加固围套的抗剪贡献可分为HDC 直接参与抗剪和裂缝间CFRP 纤维网格阻止裂缝扩展的作用。其中，HDC 的抗剪作用由材料的抗拉强度提供，纤维网格抗拉作用类似于RC 构件开裂时箍筋的抗剪作用。纬向纤维束未植入底梁锚固，对柱抗剪承载力的贡献较小，可忽略不计，本文仅考虑径向纤维束的抗剪贡献。

本文采用桁架-拱模型来计算纤维网格高延性混凝土复合加固RC 柱的抗剪承载力，将HDC 和CFRP 网格的抗拉作用计入桁架机构。考虑到对既有结构进行加固时存在二次受力的问题，故在计算中忽略HDC 围套的受压贡献。