钢管自密实混凝土加固钢筋混凝土柱复合加固方法研究

钢管自密实混凝土加固钢筋混凝土柱复合加固方法研究

0混凝土自虚实材料复合加固技术钢筋混凝土柱是建筑结构中最重要的部分。在使用过程中，由于人为的缺点、耐久性和使用功能的变化，钢筋混凝土柱的承载能力不足，因此需要加固。目前,工程上常用的钢筋混凝土柱补强加固方法主要有:增大截面加固法、外包钢加固法、外粘贴碳纤维布加固法和复合加固法等。增大截面法工艺简单,适用面广,可广泛用于一般梁、板、柱、墙等混凝土结构构件的加固,但该法现场湿作业多,施工周期长,对原结构影响较大,有时甚至会因构件自重的增加而需对原结构的基础进行附加加固;外包钢加固法施工简便,现场工作量小,受力较为可靠,外包角钢可以显著提高加固柱的承载力,但对混凝土横向变形的约束能力却较低,不能很好地提高构件的延性;粘贴碳纤维(fiberreinforcedplastic,简称FRP)布加固法是20世纪80—90年代在国外兴起的一种新型加固技术,可以提高混凝土的强度和延性,FRP布的层数、截面形状对约束效果都有较大影响,但其对加固柱的承载力提高幅度不大,刚度提高也有限,且FRP材料利用率也较低;复合加固法可以结合多种材料的优点,加固效果显著。卢亦焱等进行了碳纤维布和角钢复合加固轴心受压混凝土柱的试验研究,试验结果表明,加固后柱的承载力大幅度提高,混凝土柱的延性得到显著改善。蔡健等进行了圆形钢套管加固方形截面柱的轴压、偏压等受力性能研究,在外套钢管与原柱之间的间隙内填塞细石混凝土,试验研究表明,采用圆形钢套管加固混凝土柱能在较大程度上提高构件的承载力,也能显著改善其延性。但是由于外套钢管和原柱之间的空隙较小,填塞的细石混凝土难以振捣密实,施工难度较大,影响加固效果。文献结合钢管混凝土的力学性能和自密实混凝土的高流动性,提出了外套钢管自密实混凝土加固钢筋混凝土柱的新型复合加固方法。其做法是首先在原混凝土柱表面植筋,然后外套2块半圆卷制钢板现场对缝焊接使之成为套管,在间隙浇筑自密实混凝土使其与原柱形成整体工作性能良好的组合柱,从而达到加固原混凝土柱的目的。同时,在自密实混凝土中加入适量的膨胀剂以弥补其收缩性,配制成微膨胀自密实混凝土,使得复合加固柱的核心混凝土受到约束,承载力得到提高。该加固方法具有加固截面尺寸相对较小(与增大截面加固法相比)、承载力高、节约材料、施工方便等优点,可充分发挥自密实混凝土材料的特性和钢管约束混凝土的性能,同时还可以缩短工期,与现有加固方法相比具有较强的优势。为了深入研究该加固方法的工作机理,本文进行9个外套钢管自密实混凝土复合加固钢筋混凝土圆形截面短柱试件轴压试验,同时进行2个钢筋混凝土圆形截面短柱试件和2个增大截面加固钢筋混凝土圆形截面短柱试件的轴压试验。对加固柱试件的承载力和延性进行分析,并提出外套钢管自密实混凝土加固钢筋混凝土圆柱轴压承载力的设计计算方法。1试验总结1.1界面复合加固柱试件配筋分析试验共设计13个试件,其中2个为未加固钢筋混凝土圆形截面短柱试件、2个为增大截面加固钢筋混凝土圆形截面短柱试件、9个为复合加固钢筋混凝土圆形截面短柱试件,试件长度为657mm,长细比分别为4.27、2.74、3.00。试验参数为加固方法、加载方式、套箍系数、后浇自密实混凝土强度和新旧混凝土界面处理方式。基于试件制作的可行性,增大截面加固柱的外径无法保证与复合加固柱完全相同,经过分析,取D=240mm,与复合加固柱的外径有微小差异,这种差异在试验结果的分析中将给予考虑。试件配筋情况及加固方法如图1所示。对于复合加固柱,加载方式如图2所示,加载方式A表示一端钢管和混凝土同时受荷、一端仅核心混凝土受荷,加载方式B表示钢管与混凝土两端同时受荷,加载方式C表示两端只有核心混凝土受荷。本次试验采用界面凿毛和化学植筋相结合的界面复合处理技术对复合加固柱试件新旧混凝土结合面进行处理,按植筋率(植入钢筋横截面积之和与柱侧面积之比)的不同分为P1(植筋率为0.05%)、P2(植筋率为0.11%)、P3(植筋率为0.19%),植筋方式如图3所示。试件参数见表1。1.2混凝土配合比和力学性能试验选用的混凝土强度等级,原柱为C25级普通混凝土,增大截面加固柱后浇混凝土为C50级普通混凝土,复合加固柱后浇混凝土为自密实混凝土,强度等级分为C40、C50、C60。相应的混凝土配合比见表2。各种强度等级混凝土制作标准立方体试块3组,和试件同等条件下养护28d,按照GB/T50081—2002《普通混凝土力学性能试验方法》实测立方体平均抗压强度见表1。加固试件采用的外套圆形钢管由2块半圆形卷板拼焊而成,焊缝采用对接焊缝(坡口焊)。钢管和钢筋的力学试验参照GB228—2002《金属材料室温拉伸试验方法》,钢材的力学性能见表3。1.3加载装置及加载试验装置及测点布置如图4所示。试件在中截面均匀布置纵向及环向共4组8片应变片,以测量钢管的纵向和环形应变值,同时在柱的两侧均设置位移计用来测量柱的纵向位移。试验在5000kN压力机上进行,试件两端均为平板铰,为了适时准确的测量施加荷载值,在柱的下端设置500t力传感器。试件的加载参考GB50152—1992《混凝土结构试验方法标准》规定,主要步骤如下:1)分3级对试件进行预加载,每级取预计极限荷载的10%,以压紧加载板与试件的接触面,同时查看仪器及装置是否正常工作,并根据试采样数据判断并调整试件是否为轴心受压等。2)正式加载时,对于未加固柱和增大截面加固柱按照普通钢筋混凝土柱标准试验方法进行加载;对于复合加固柱,当试件处于弹性阶段时,每级荷载为预估极限荷载的1/15,当钢管进入屈服阶段后,每级荷载取为预估极限荷载的1/30,每级荷载持荷时间约为2~3min,待荷载表盘数值稳定后采集数据。3)当加载持荷过程中掉载较明显时,表明试件已接近极限承载状态,此时不再分级加载,而采用缓慢持续加载,并连续采集数据,直至达到极限荷载,极限荷载取力传感器的最大读数值,在荷载值下降到极限荷载的80%以下或变形过大时,试验结束。2加载后试件破坏形态对于未加固的钢筋混凝土圆形截面短柱,以试件YZ-1为例:加载初期,试件的钢筋与混凝土均处于弹性阶段,压应变均匀增大;当轴向荷载增大到极限荷载的70%左右,试件端部侧面出现纵向裂缝,并向中部发展;临近破坏时,混凝土出现多条纵向裂缝,受压钢筋屈曲。最终破坏时试件中上部局部混凝土被压碎,钢筋被压屈外凸。未加固试件YZ-1的破坏形态如图5a所示。增大截面加固柱试件的破坏过程与未加固试件基本相似,但承载力有较大幅度的提高。加载至极限荷载70%~80%左右时,试件端部出现微细纵向裂缝。随着荷载的继续增大,裂缝条数不断增加,裂缝宽度不断加大,并向中部发展。当临近极限荷载时,试件四周出现明显的纵向裂缝,混凝土被压碎,箍筋间的纵筋被压屈外凸,柱受压破坏。增大截面加固柱试件KZ-1的破坏形态如图5b所示。复合加固柱试件破坏形态如图5c~5i所示,对于试件TZ2-C50-A-P2,由于外套钢管壁厚较薄,当达到极限荷载后持续加载,钢管变形快速增加,随着“啪”的一声巨响,试件下端部钢管沿焊缝处突然崩裂,内部混凝土在焊缝位置出现较大裂缝,并快速被压碎,荷载急速下降,试件破坏。其它试件破坏形态与含钢率及加载方式相关。含钢率较大的试件,其破坏均为较典型的剪切破坏;含钢率较小的试件,多为钢管压屈破坏,钢管呈多折腰鼓状。加载方式的不同对试件的破坏部位有影响,非对称加载方式(加载方式A)下试件剪切破坏多出现在试件中下部,而对称加载方式则出现在中部略偏上,仅核心混凝土受压加载方式(加载方式C)可有效延缓试件剪切破坏的发生,但含钢率和核心混凝土强度一定时,加载方式的改变并不能从根本上改变其破坏模式。由于新旧混凝土之间存在约束应力,破坏时界面没有发生明显的滑移,无裂缝出现,新旧混凝土黏结性能良好。后浇自密实混凝土强度和界面处理方式对复合加固柱试件的破坏形态没有影响。3试验结果的分析3.1复合加固柱承载力表1给出了试件的承载力试验结果,由表1可知:1)在用钢量基本相等的情况下,虽然增大截面加固柱试件的横截面积是复合加固柱试件横截面积的1.2倍,但复合加固柱试件承载力比增大截面加固柱试件承载力要高,试件KZ-2与试件TZ3-C50-A-P2加固用钢量分别为2279mm2和2235mm2,但试件TZ3-C50-A-P2的承载力比试件KZ-2提高35%;2)不同加载方式对复合加固柱承载力影响不显著,其他参数不变时,加载方式A、B和C对应的试件TZ3-C50-A-P2、TZ3-C50-B-P2、TZ3-C50-C-P2承载力分别为3029kN、2732kN和2932kN,仅核心混凝土受压加载方式复合加固柱试件承载力略大于全截面受压加载方式,提高幅度约在10%左右;3)随着含钢率的增加,复合加固柱试件的承载力显著增大,相比试件TZ2-C50-A-P2,试件TZ3-C50-A-P2和试件TZ4-C50-A-P2的承载力分别提高了33.7%和44.5%;4)随着后浇自密实混凝土强度的提高,复合加固柱试件的承载力略有提高,但不显著,相比试件TZ3-C40-A-P2,试件TZ3-C50-A-P2和试件TZ3-C60-A-P2的承载力分别提高了9.4%和5.3%;5)界面处理方式对复合加固柱试件承载力影响不显著,界面植筋处理可有效增强新旧混凝土受剪能力,但植筋率过高会对原柱产生损伤,导致承载力下降。3.2复合加固柱的受力性能不同加固方法加固柱试件的荷载-纵向变形曲线如图6a所示,在加固用钢量基本相同的情况下,由于外套钢管可对新旧混凝土起到套箍约束作用,复合加固柱试件的承载力和延性均明显优于传统的增大截面加固柱试件,且其破坏模式为延性破坏。不同加载方式的复合加固柱试件的荷载-纵向变形曲线如图6b所示,仅核心混凝土受压(加载方式C)时,钢管混凝土从弹性阶段就可对核心混凝土形成良好的约束,具有更好的后期承载能力;加载方式A由于一端钢管与混凝土共同受力,在加载初期其纵向应力大于加载方式C,在进入弹塑性阶段以后,两种加载方式受力机理基本相同。不同含钢率的复合加固柱试件的荷载-纵向变形曲线如图6c所示,除试件TZ2-C50-A-P2在达到极限荷载后下端部钢管焊缝突然撕裂、其荷载-纵向变形曲线没有测得完整的下降段外,其余试件随着外套钢管壁厚的增加,外套钢管可对内部核心混凝土起到更好的约束作用,复合加固柱的极限荷载增大,延性提高,后期承载能力更好。不同后浇自密实混凝土强度的复合加固柱试件的荷载-纵向变形曲线如图6d所示,随着后浇自密实混凝土强度的提高,试件的承载力略有提高,但不显著。这是由于混凝土强度提高的同时也降低了外套钢管的套箍约束效应,自密实混凝土强度过高时其收缩性开始凸显,两方面综合作用导致其对承载力影响不显著,同时导致试件延性降低。不同界面处理的复合加固柱试件的荷载-纵向变形曲线如图6e所示,界面植筋处理可有效增强新旧混凝土受剪能力,但植筋率较高试件的承载力反而有所下降,分析原因可能由于植筋过密对原柱有所损伤所致。可见界面处理方式对试件承载力影响不明显,且植筋不宜过密。3.3钢管荷载分析图7为复合加固柱试件荷载比值(N/Nu)-应变(环向和纵向应变ε)曲线。由图7可知,所有复合加固柱试件在整个受力过程中,钢管纵向受压,环向受拉,荷载比值-应变曲线呈喇叭口状。在加载初期,钢管纵向和环向应变均能呈线性增长,但同级荷载作用下纵向应变大于环向应变;在达到极限荷载的80%以后进入弹塑性阶段,纵、环向应变开始快速增加,呈现出非线性特征,且环向应变增长速率大于纵向应变,这一阶段随着荷载的增加,钢管对核心混凝土的约束作用逐渐增强,逐渐达到承载力。加载方式A与加载方式C的荷载比值-应变曲线基本相似,在弹性阶段纵、环向应变比均明显小于加载方式B,表现为荷载比值-环向应变曲线斜率较小,钢管环向应变较大,纵、环向应变比最终维持在接近于1的水平。对于加载方式B,弹性阶段钢管荷载比值-环向应变曲线斜率较大,即弹性阶段钢管主要纵向承压,环向应变较小;进入弹塑性阶段以后,由于其对核心混凝土的约束作用,环向应变快速增加,但其峰值荷载对应环向应变较其他加载方式要小,即其外套钢管对核心混凝土的约束作用不及其他两种加载方式。不同加载方式的复合加固柱试件的荷载比值-应变曲线如图7a所示,峰值荷载对应钢管的环向应变加载方式C最大,加载方式A次之,加载方式B最小;峰值荷载对应纵向应变加载方式B最大,加载方式A次之,加载方式C最小。试件TZ3-C50-A-P2、TZ3-C50-B-P2、TZ3-C50-C-P2峰值荷载对应环向应变分别为0.00488、0.00381、0.00580,峰值荷载对应纵向应变分别为0.00601、0.00754、0.00501。不同后浇自密实混凝土强度的复合加固柱试件的荷载比值-应变曲线如图7b所示,随着后浇自密实混凝土强度等级的增大,峰值荷载对应钢管的纵向和环向应变逐渐降低。试件TZ3-C40-A-P2、TZ3-C50-A-P2、TZ3-C60-A-P2峰值荷载对应环向应变分别为0.00565、0.00486、0.00308,峰值荷载对应纵向应变分别为0.00742、0.00653、0.00421。不同含钢率的复合加固柱试件的荷载比值-应变曲线如图7c所示,随着含钢率的增大,峰值荷载对应钢管的纵向和环向应变逐渐增大。试件TZ2-C50-A-P2、TZ3-C50-A-P2、TZ4-C50-A-P2峰值荷载对应环向应变分别为0.00262、0.00487、0.00969,峰值荷载对应纵向应变分别为0.00381、0.00601、0.00788。4复合加固柱试验及结果在外套钢管自密实混凝土加固法中,钢管和核心混凝土既各自发挥作用又协同工作,显著提高柱的承载力和延性。假定加固组合柱的承载力由原柱混凝土、钢筋、后浇混凝土及钢管的承载力组成。若不考虑不同材料之间的相互作用,参考文献,复合加固柱名义承载力计算式为:式中:At、fty分别为外套钢管截面积和抗压强度;As、fsy分别为原柱中所配钢筋面积和抗压强度;Ac1、fc1分别为原柱中混凝土截面积和轴心抗压强度;Ac2、fc2分别为后浇自密实混凝土截面积和轴心抗压强度。从前面分析可知式(1)叠加计算出的承载力应比实际值要小,因为这与外套钢管自密实混凝土加固原理不相符合。外套钢管自密实混凝土加固的最大优势是利用外套钢管为核心新旧混凝土提供有效约束,使核心混凝土处于